Автор: Яковлева Т.Г.
Теги: железные дороги в целом железнодорожные линии железнодорожное строительство естественные науки железные дороги
ISBN: 5-277-02079-9
Год: 1999
Текст
ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫЙ ПУТЬ
Под редакцией проф. Т. Г. ЯКОВЛЕВОЙ
Утверждено Департаментом кадров и учебных заведений МПС в качестве учебника для студентов вузов железнодорожного транспорта
Москва "ТРАНСПОРТ" 1999
УДК 625.1 (075.8)
ББК *9.211
Ж 51
Железнодорожный путь / Т. Г. Яковлева, Н. И. Карпущенко, С. И. Клинов, Н. Н. Путря, М. П. Смирнов; Подред. Т. Г. Яковлевой. М.: Транспорт. 1999. 405 с.
В книге описаны современные конструкции верхнего строения пути, в том числе соединений и пересечений рельсовых путей; приведены методы расчета и проектирования рельсовой колеи и стрелочных переводов; даны основы расчетов железнодорожного пути, в том числе бесстыкового, на прочность и устойчивость; описаны групповые конструкции земляного полотна и особенности его устройства в сложных случаях, рассмотрены методы его индивидуального проектирования, а также основы обеспечения эксплуатационной надежности земляного полотна.
Книга предназначена в качестве учебника для студентов вузов железнодорожного транспорта. Может быть полезна широкому кругу инженерно-технических и научных работников.
Ил. 349, табл. 44, библиогр. 43 назв.
Книгу написали: Т. Г. Яковлева — введение, разделы 5, 6; Н. И. Карпущенко — пп. 1.2, 1.3, 1.8, раздел 2, п. 4.9; С. И. Клинов — пп. 1.4, 1,5. 1.6, 1.7, раздел 4, кроме пп. 4.7 и 4.9; Н. Н. Путря — раздел 3; М. П. Смирнов — пп. 1.1, 4.7.
Рецензент канд. техн, наук В. М. Ермаков
Заведующий редакцией В. К. Тихонычева
Редактор А. С. Яновский
ISBN 5-277-02079-9
О Коллектив авторов. 1999 О Оформление и иллюстрации.
издательство "Транспорт”. 1999
ВВЕДЕНИЕ
Железнодорожный транспорт Российской Федерации имеет исключительно важное значение в жизнеобеспечении многоотраслевой экономики и реализации социально значимых услуг по перевозке пассажиров. На его долю приходится более 75 % грузооборота и 40 % пассажирооборота, выполняемых транспортом общего пользования.
За последние годы значительно сократился уровень промышленного и сельскохозяйственного производства в Российской Федерации, сократился также торговый оборот России с государствами СНГ, снизились реальные доходы на душу населения, что привело к сокращению его подвижности. Все это предопределило сокращение объемов грузовых и пассажирских перевозок, которые снизились за последние 5 лет на 47 и 30 % соответственно.
Однако ожидается, что к 2000 г. Россия выйдет из кризиса и валовый национальный продукт будет расти на 3—4 % в год. В этих условиях общий объем перевозок (отправление) грузов в целом по транспорту (без трубопроводов) в 2005 г. должен составить примерно 60—65 % от выполненного в 1990 г. При этом переход железнодорожного транспорта на новое качество намечен через ресурсосберегающие и информационные технологии.
В отношении технических средств железнодорожного транспорта целью перехода на ресурсосберегающие технологии является экономия трудовых, топливно-энергетических и материальных ресурсов при улучшении качества содержания и ремонта, повышения уровня их технического состояния и надежности.
Одним из важнейших технических средств железнодорожного транспорта является железнодорожный путь. Он состоит из верхнего строения пути и нижнего строения пути* 1. Структура железнодорожного пути представлена на схеме (см. рисунок).
Железнодорожный путь имеет множественное функциональное назначение:
направлять движение колес подвижного состава (функция верхнего строения пути);
обеспечивать пространственную (в вертикальной и горизонтальной плоскостях) устойчивость рельсовой колеи2 (функция верхнего строения пути);
воспринимать нагрузки от подвижного состава и передавать их на земную поверхность (функция и нижнего и верхнего строений пути);
выравнивать земную поверхность, обеспечивать необходимый план и профиль рельсовой колее (функция нижнего строения пути).
От состояния железнодорожного пути зависит непрерывность и безопасность движения поездов, объемы перевозок, а также эффективность использования подвижного состава.
В настоящее время основными показателями технического уровня глав-
1 На основной протяженности железных дорог Российской Федерации нижиее строение пути состоит из земляного полотна и лишь небольшая его доля — из искусственных сооружений. В данном учебнике рассматривается только земляное полотно, а мосты и тоннели изучаются в самостоятельных дисциплинах.
1 Рельсовая колея характеризуется геомет-
рическим очертанием рельсовых нитей в плайе и профиле.
3
Структурная схема железнодорожного пути
ных путей железных дорог России являются следующие (на 01.01.98):
развернутая длина главных путей —
125,2 тыс. км;
средняя грузонапряженность —
,о, млн т•км брутто
18,6-----------------;
км в год
протяжение пути с рельсами Р65 —
90,0 % от развернутой длины пути;
протяжение пути с термоупрочненными рельсами — 75,7 %;
протяжение бесстыкового пути —
29,3 %;
протяжение пути на железобетонных шпалах — 32,2 %;
число дефектных рельсов в пути —
363,1 тыс. шт.;
число дефектных стрелок —
13,5 тыс. компл.;
число дефектных крестовин —
12,6 тыс. шт.;
доля негодных деревянных шпал —
9,8 %;
число неудовлетворительных километров пути — 1723 км;
средняя балльная оценка пути — 80.
Все показатели дефектности элементов верхнего строения пути по сравнению с предыдущими годами (с 1992-го) улучшились.
Земляное полотно на всем протяжении сети в основном удовлетворяет требованиям перевозочного процесса, однако более чем на 11 % эксплуатационной длины оно имеет дефекты и деформации, негативно влияющие на перевозочный процесс.
Железнодорожный путь работает в сложных условиях его загружения динамическими поездными нагрузками и непосредственного воздействия на него непредсказуемо изменяющихся природных факторов (температуры, атмосферных осадков, ветра и пр.). Все это необходимо учитывать при проектировании и расчетах.
Настоящий учебник в плане задач, стоящих перед железнодорожным транспортом, предусматривает изучение устройства, теоретических основ и практических приемов проектирования и расчетов как отдельных элементов пути, так и пути в целом.
4
Раздел 1
ЛИНЕЙНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ВЕРХНЕГО СТРОЕНИЯ ПУТИ
1.1. РЕЛЬСЫ
1.1.1. Назначение рельсов и требования, предъявляемые к ним
Назначение рельсов — направлять колеса подвижного состава, непосредственно воспринимать, упруго перерабатывать и передавать нагрузки от колес на подрельсовое основание. На участках с автоблокировкой и электрической тягой рельсы, кроме этого, должны выполнять функцию проводников электрического тока.
За историю существования железных дорог рельсы прошли долгую эволюцию от чугунных до железных и, наконец, стальных. Форма рельсов также претерпевала изменения: известны уголковые, грибовидные, двухголовые, широкоподошвенные рельсы. В настоящее время на мировой сети железных дорог повсеместно применяются только широкоподошвенные рельсы.
Тип рельсов определяется массой рельса длиной 1,0 м, значение которой округленно проставляется после буквы Р. На главных путях железных дорог России эксплуатируются рельсы типов Р65 (87,7 % протяжения путей), Р75 (2,9 %), Р50 (8,8 %) и Р43 и легче (2,4 %). В настоящее время прокатываются и укладываются в основном рельсы Р65 (рис. 1.1).
Рельсы должны быть прочными (иметь достаточные моменты инерции и моменты сопротивления, чтобы возникающие в них напряжения изгиба и кручения не превышали допустимых значений), долговечными (рельсовая сталь должна обладать высокой твердостью, износостойкостью и вязкос
тью), иметь высокую контактно-усталостную выносливость.
Масса рельса, его очертание (профиль), качество рельсовой стали и особенности изготовления находятся между собой в тесной взаимосвязи и зависимости от нагрузок колесных пар подвижного состава на рельс, скоростей движения и грузонапряженности.
1.1.2. Типы, профили, длины рельсов
Основные характеристики применяемых типов рельсов приведены в табл. 1.1.
Поверхность катания головки нового рельса для центральности передачи нагрузки от колеса имеет выпуклое криволинейное очертание. У рельсов Р75, Р65 и Р50 средняя часть головки прокатывается по радиусу 500 мм, переходящему в радиус 80 мм. Переход к боковым граням головки осуществляется по кривой радиуса 13—15 мм, близкого к радиусу выкружки гребней новых колес локомотивов и вагонов, что обеспечивает достаточно плотное прижатие гребня колеса к боковому закруглению головки рельса и предотвращает вкатывание гребней колес на рельс.
Боковые грани головок выполняют с уклоном 1:20 (см. рис. 1.1). Это необходимо для размещения большего по сравнению с рельсами более легких типов количества металла в головке при сохране-нии ее предельной ширины поверху, связанной с шириной бандажей колес и допустимой величиной эксцентриситета передачи давления на рельс.
5
Таблица 1.1. Основные характеристики рельсов (см. рис. 1.1)
Показатель Р75 по ГОСТ 16210— 77 Р65 по ГОСТ 8161— 75 Р50 по ГОСТ 7174— 75 Р43 по ГОСТ 7173— 54
Масса 1 м рельса, кг 74,41 64,72 51,67 44.65
Масса одного рельса длиной 25 м, кг Высота, мм: I860 1618 1292 1116
рельса (В) 192,0 180,0 152,0 140,0
ГОЛОВКИ (Вг) Ширина головки рельса, мм: 55,3 45,0 42.0 42,0
вверху (Гв) 72,0 73,0 70,0 70,0
внизу (Гн) 75,0 75,0 70,0 70,0
Ширина подошвы (77), мм 150 150 132 114
Толщина шейки в средней части (LH), мм 20 18 16 14,5
Площадь поперечного сечения, см2 Распределение площади по профилю, %: 95,04 82,65 65,99 57,0
головки 37,4 34,1 38,1 42,8
шейки 26,5 28,5 24,5 21,3
подошвы Расстояние от центра тяжести, мм: 36,1 37.4 37,4 35,9
до низа подошвы 88,2 81,3 70,5 68,5
до верха головки 103,8 98.7 81,5 71,5
Радиусы сопряжения головки и шейки (Rt/Ri), мм Расположение болтовых отверстий, размеры. мм: 7/17 7/15 5/12 7/—
а 96 96 66 56
б 316 316 216 166
8 446 446 356 326
т 80,4 78,5 68,5 62,5
d Момент инерции относительно оси, см4: 36 36 34 25
горизонтальной 4489 3540 2011 1489
вертикальной Момент сопротивления, см3: 665 564 375 260
по иизу подошвы 509 435 285 217
по верху головки 432 358 247 208
по боковой грани подошвы 89 75 55 45
Во избежание значительной концентрации местных напряжений и образования закалочных трещин при остывании рельса после проката сопряжения боковых и нижних граней головки и всех граней подошвы выполняют по кривым радиуса 2—4 мм.
Переход от головки и подошвы к шейке рельса, через которую головка передает давление от колес подвижного состава на подошву, а подошва — на подрельсовые опоры, делается особенно плавным, и сама шейка имеет
криволинейное очертание (см. рис. 1.1). Это обеспечивает минимальную концентрацию местных подголовочных напряжений и напряжений в зоне перехода шейки в подошву. Радиус сопряжения шейки с подошвой значительно больше, чем радиусы сопряжения головки с шейкой для избежания возможного выкола подошвы.
Если концы рельсов не сваривают друг с другом, то они соединяются накладками с помощью болтов. Нижние грани головки и верхние поверхности
6
_ ^75 а-к..
20
S8L
Фаска 5*1,5мм doR15 ЗотЛФЗб
в-Мб
Рис. 1.1. Рельс типа Р65
7
подошвы рельса имеют уклон 1:4 как и опорные поверхности стыковых накладок, что позволяет накладке при затяжке болтов входить в пазуху рельсов как клин, распирая головку и подошву, и создает условия для наилучшей передачи вертикальных и горизонтальных сил от рельсов на накладку.
Подошве рельса придают достаточную ширину, чтобы обеспечить боковую устойчивость рельса на опорах и достаточную площадь для опирания накладок.
Стандартная длина рельсов на сети железных дорог России — 25,0 м. Для укладки на внутренних нитях кривых участков пути изготавливают укороченные рельсы длиной 24,92 и 24,84 м.
Для уменьшения числа стыков рельсы сваривают в плети. Типовая длина бесстыковых плетей на дорогах Российской Федерации составляет 800 м.
1.1.3. Рельсовая сталь
Материалом для рельсов служит рельсовая сталь. Рельсы изготавливаются двух групп: I группа — из спокой
ной мартеновской стали, раскисленной в ковше комплексными раскислителями без применения алюминия или других раскислителей, образующих в стали вредные строчечные неметаллические включения; II группа — из спокойной мартеновской стали, раскисленной алюминием или марганец-алюминиевым сплавом.
Качество стали определяется ее химическим составом (табл. 1.2).
С повышением в стали углерода С повышается общая прочность рельсов при изгибе, твердость и износостойкость. Марганец Мп увеличивает твердость, износостойкость и вязкость рельсовой стали, а кремний Si — твердость и износостойкость. Фосфор Р и сера S — вредные примеси. При низких температурах рельсы с большим содержанием фосфора становятся хрупкими, а серы — красноломкими (при прокате рельсов образуются трещины). Ванадий, титан и цирконий — микролегирующие и модифицирующие добавки, улучшающие структуру и качество стали.
Макроструктура современной углеродистой рельсовой стали представля-
Т аблица I.2. Химический состав рельсовой стали
Группа рельсов Тип рельсов Марка стали Массовая доля. %
Углерод Марганец Кремний Фосфор Сера
I Р75, Р65 М76В М76Т М76ВТ М76Ц 0,71—0,82 0,25—0,45 0,75—1,05 0,18—0,40 Не более 0,035 Не более 0,045
Р50 М74Т М74Ц 0,69—0,80
II Р75, Р65 М76 0,71—0,82
Р50 М74 0,69—0,80
Примечания. 1.В обозначении марки стали буква "М” указывает способ выплавки стали (мартеновский), цифры — среднее содержание углерода в сотых долях процента.
2. Рельсы, изготовленные из стали марки М76В, следует относить к рельсам с ванадием; из сталей марок М76Т, М74Т и М76ВТ — к рельсам с титаном; из сталей марок М76Ц и М74Ц — к рельсам с цирконием.
3. Массовая доля ванадия в рельсовой стали в зависимости от марки колеблется от 0,01 до 0,07 %, титана — от 0.005 до 0,025 %, циркония — от 0,001 до 0,050 %.
4. Допускается производство рельсов типа Р50 групп I и II из кислородио-коиверториой стали. При этом в обозначении марки стали "М” заменяется буквой "К".
8
Таблица 1.3. Механические свойства рельсовой стали
Типы рельсов Марка стали Временное сопротивление на разрыв. кПа Относительное удлинение, %
Р75, Р65 М76 Не меиее 9000 Не менее 4,0
Р50 М74 8600 5,0
ет пластинчатый перлит с небольшими прожилками феррита на границах перлитных зерен. Значительная твердость, сопротивление износу и вязкость углеродистых сталей достигаются приданием им однородной сорбитной структуры (с помощью специальной термической обработки).
Механические свойства стали для рельсов I и II групп при испытаниях на растяжение должны соответствовать данным, приведенным в табл. 1.3.
Эти данные соответствуют рельсам, изготовленным из мартеновской стали, не закаленным по всей длине.
Сталь для рельсов должна иметь чистое, однородное, плотное мелкозернистое строение (макроструктуру).
Технология изготовления рельсов должна гарантировать отсутствие в них флокенов, а также местных неметаллических включений (глинозема, карбидов и нитридов титана или глинозема, сцементированного силикатами), вытянутыми вдоль направления проката в виде дорожек — строчек.
Поверхность головки рельса на его концах подвергается закалке с прокатного или индукционного нагрева токами высокой частоты.
Для обеспечения большей износостойкости и долговечности рельсы изготавливают из мартеновской высокоуглеродистой стали (типы Р75, Р65, Р50), подвергая их герметической обработке по всей длине путем объемной закалки в масле с последующим печным отпуском (ГОСТ 18267—82). Макроструктура закаленного металла головки рельса представляет собой сорбит закалки. Твердость по Бринеллю на поверхности катания головки закаленных рельсов должна быть в преде
лах 341—388 НВ, шейки и подошвы — не более 388 НВ.
Механические свойства объемнозакаленных рельсов должны характеризоваться величинами не менее указанных ниже:
Временное сопротивление на разрыв, кПа...................... 12-105
Предел текучести, кПа............8,1 • 105
Относительное удлинение, % .... 6
Ударная вязкость при 20 °C, кг*м/см2 2,5
Рельсы, полностью удовлетворяющие техническим требованиям и стандартам, относятся к 1-му сорту. Рельсы, имеющие отклонения в химическом составе и механических свойствах, относятся ко 2-му сорту.
Объемнозакаленные рельсы имеют срок службы в 1,3—1,5 раза выше, чем обычные.
Условия эксплуатации рельсов на дорогах Сибири и Дальнего Востока почти вдвое тяжелее, чем в Европейской части России. Поэтому в настоящее время созданы рельсы низкотемпературной надежности Р65, объемнозакаленные I группы, изготовляемые из ванадий-ни об ий-бор осо держащей стали с использованием для легирования азотированных ферросплавов. Для этих рельсов используется электросталь, варка которой производится в дуговых печах.
При температуре минус 60 °C рельсы из электростали выдерживают ударные нагрузки вдвое большие, чем рельсы из мартеновской стали.
В настоящее время российские рельсы — одни из лучших в мире. Однако японские, французские, шведские и канадские рельсы имеют значительно более низкий уровень собственных на-
9
пряжений и большую чистоту рельсовой стали, а также прямолинейность. Именно поэтому сейчас началась их закупка для участков скоростного движения российских железных дорог.
1.1.4. Маркировка, сроки службы рельсов и мероприятия по их продлению
Маркировка рельсов производится для правильной укладки их в путь и для определения места и времени изготовления каждого отдельного рельса. Она подразделяется на основную (постоянную), выполняемую во время прокатки клеймением в горячем и холодном состоянии (рис. 1.2) и дополнительную или временную, выполненную краской. Основная заводская маркировка указывает соответствие рельсов
Рис. 1.2. Основная маркировка рельсов: а — на торце рельса; б — иа боковой поверхности шейхи; 1 — инспекторские клейма; 2 — клеймо ОТК завода (может быть в виде квадрата, треугольника или буквы "К”); 3 — место нанесения номера рельса по расположению его в слитке (1 и 2 — головные рельсы; X — дойные: средние рельсы обозначений не имеют); 4 — место нанесения номера плавки стали (номер плавки для рельсов 1 группы начинается с буквы П); 5 — место указания порядкового номера рельса от головной части слитка; б — место выкатанной (выпуклой) маркировки по длине рельса, повторяющейся примерно через 2.5 м и обозначающей: завод-изготовитель, месяц и год проката, тип рельса
требованиям стандартов, а дополнительная отмечает особенности каждого рельса (укорочение, сорт и т. д,).
Завод, изготовляющий рельсы, гарантирует исправную службу рельсов в пути в течение срока наработки, исчисляемого в миллионах тонн брутто пропущенного тоннажа Т. Рельсы изымаются с пути или по износу головки или по дефектности. Как правило, вертикальный износ головки не достигает предельных значений при норме наработки Т, при которой производят сплошную смену рельсов из-за их предельного выхода по одиночным дефектам.
В настоящее время принята классификация дефектов рельсов, приведенная в табл. 1.4.
Интенсивность одиночного выхода рельсов зависит от их наработки (пропущенного по ним тоннажа), конструкции пути, нагрузок на рельсы от колесных пар обращающегося подвижного состава, плана и профиля пути, типа рельсов, качества стали и других факторов. На рис. 1.3 приведены осреднен-ные для сети бывшего СССР кривые нарастания одиночного изъятия нетер-мообработанных рельсов на прямых и пологих кривых в зависимости от пропущенного тоннажа при звеньевом пути на деревянных шпалах.
Объемнозакаленные рельсы имеют значительно меньший выход, что видно, например, на графике рис. 1.4 для линии С.-Петербург — Москва.
Наибольшее одиночное изъятие дефектных рельсов производится из-за недостаточной контактно-усталостной прочности металла, из-за чрезмерного бокового износа головки в кривых и из-за коррозии подошвы рельса и коррозионно-усталостных трещин (дефекты 44, 17, 21, 14, 11, 69 — см. табл. 1.4).
Продление сроков службы рельсов в настоящее время производится путем применения ресурсосберегающих технологий, в частности, хорошим средством восстановления служебных свойств рельсов является их периодическая шлифовка в пути или острожка
10
Т а б л и ц а 1.4. Классификация дефектов рельсов
Наименование дефекта и основная причина его появления и развития Расположение дефекта по длине рельсов Кодовое обозначение Схематическое изображение дефекта
Отслоение и выкрашивание металла на поверхности катания головки из-за недостатков технологии изготовления рельсов — волосовин,закатов, плен и т. п.
Выкрашивание металла на боковой рабочей выкружке головки из-за недостаточной контактно-усталостной прочности металла
Пробоксовка рельсов колесами локомотивов
В стыке Вне стыка 10.1 10.2
В стыке 11.1
Вне стыка 11.2
В любом месте 14
Отслоение и выкрашивание ме- В стыке 17.1
талла на поверхности катания в закаленном слое головки (при отсутствии наплавки) Вие стыка 17.2
Выкрашивание наплавленного слоя на поверхности катания головки рельса В любом месте 18
Поперечные трещины в головке в виде светлых или темных пятен и изломы из-за них, вызванные внутренними пороками (флокенами, газовыми пузырями и др.)
Поперечные трещины в головке в виде светлых или темных пятен и изломы из-за иих вследствие недостаточной контактно-усталостной прочности металла
Поперечные трещины в головке и изломы из-за них вследствие боксо-вания, юза, прохода колес с ползунами или выбоинами
В стыке Вне стыка 20.1 20.2
В стыке 21.1
Вне стыка 21.2
В любом месте 24
11
Продолжение табл. 1.4
Наименование дефекта и основная причина его появления и развития Расположение дефекта по длине рельсов Кодовое обозначение Схематическое изображение дефекта
Поперечные трещины в головке и изломы из-за них вследствие ударов по рельсу (инструментом, рельсом о рельс) и других механических повреждений В любом месте 25
Поперечные трещины в головке из-за нарушений технологии сварки рельсов В месте контактной стыковой сварки 26.3 Гжйа
Закалочные трещины в закален- В стыке 27.1 27.1-2^ у\
ном слое металла головки Вне стыка 27.2
Вертикальное расслоение голов- В стыке 30B.I
ки из-за остатков усадочной раковины Вне стыка ЗОВ. 2
Горизонтальное расслоение го- В стыке 30Г.1
ловки из-за наличия скоплений неметаллических включений Вне стыка 30Г.2 'Р’ЗД»
Трещины в головке в месте приварки рельсовых соединителей В стыке 38.1
Волнообразная деформация головки рельса (длинные волны) По всей длине 40 ц0
Смятие и вертикальный износ го- В стыке 41.1 W. 7-2
ловки из-за недостаточной прочности металла Вне стыка 41.2
12
Продолжение табл. 1.4
Наименование дефекта и основная причина его появления и развития Расположение дефекта по длине рельсов Кодовое обозначение Схематическое изображение дефекта
В любом месте
Смятие головки внутреннего рельса в кривой из-за его перегруза
Боковой износ головки рельсов
По всей длине
сверх допускаемых норм
Смятие головки из-за неравномерности механических свойств металла в месте сварного стыка
В месте контактной стыковой сварки
Смятие головки в виде седлови- В стыке
ны в зоне болтового стыка
Короткие (3—12 см) волнообраз- По всей длине 49
ные неровности на головке рельсов — рифли
Расслоение шейки вследствие де- В стыке 50.1
фектов технологии изготовления Вне стыка 50.2
рельсов
Продольные трещины и выколы из-за иих в местах перехода головки в шейку
В стыке 52.1
Вие стыка 52.2
13
Продолжение табл. 1.4
Наименование дефекта и основная причина его появления и развития Расположение дефекта по длине рельсов Кодовое обозначение Схематическое изображение дефекта
Трещины в шейке от болтовых и других отверстий в рельсах
В стыке Вне стыка
53.1
53.2
Трещины в шейке от маркировочных знаков, ударов по шейке и других механических повреждений и вы- В любом месте 55
колы из-за них
Трещины в шейке в месте сварного шва вследствие дефектов сварки и обработки сварного шва
В месте контактной стыковой сварки
56.3
Коррозия шейки рельсов В любом месте 59
Волосовины в подошве, трещи- В стыке 60.1
ны, выколы части подошвы и изломы из-за этих дефектов Вне стыка 60.2
Выколы в подошве без видимых В стыке 62.1
дефектов в изломе из-за некачественной ее обработки Вне стыка 62.2
Трещины и выколы подошвы из-за ударов и других механических повреждений
В любом месте 65
14
Окончание табл. 1.4
Наименование дефекта и основная причина его появления и развития Расположение дефекта по длине рельсов Кодовое обозначение Схематическое изображение дефекта
Трещины в подошве из-за нарушенной технологии сварки рельсов В месте контактной стыковой сварки 66.3
Коррозия подошвы рельсов и коррозионно-усталостные трещины В любом месте 69 69
Поперечные изломы рельсов из-за шлаковых включений и других дефектов макроструктуры В стыке Вне стыка 70.1 70.2
Поперечные изломы рельсов вследствие прохода колес с большими ползунами или выбоинами В любом месте 74
Поперечные изломы рельсов без видимых пороков в изломе В любом месте 79
Изгибы рельсов при выгрузке с подвижного состава, ударах по рельсу и т. п. В любом месте 85
Нарушение прямолинейности рельсов, допущенное при сварке В месте контактной стыковой сварки 86.3
Другие, кроме перечисленных выше, дефекты и повреждения рельсов В стыке Вне стыка В сварном стыке 99.1 99.2 99.3 99.1-fS
15
Рис. 1.3. Кривые нарастания одиночного изъятия рельсов у на прямых и пологих кривых (для средних условий) в зависимости от пропущенного тоннажа Т (деревянные шпалы, звеньевой путь, рельсы нетермообработанные)
7, млн. т брутто
Рис. 1.4. Кривые суммарного одиночного изъятия объемозакаленных рельсов I группы на линии С.-Петербург — Москва:
/, 2, 3 — на II главном пути соответственно в середине плети, общее изъятие, на уравнительных пролетах; 4, 5. 6 — то же на 1 главном пути
старогодных рельсов на рельсосварочных предприятиях. Для шлифовки рель-сов применяются рельсошлифовальные механизмы и рельсошлифовальные поезда с абразивными кругами.
Повышение качества рельсов ведется по трем основным направлениям:
повышение чистоты рельсовой стали; повышение твердости рельсового металла и улучшение его структуры; повышение прямолинейности рельсов при изготовлении. Разрабатывается также рельс Р65ш, который будет иметь запас в высоте головки (6...7 мм) на последующую шлифовку.
1.2. РЕЛЬСОВЫЕ СТЫКИ И СТЫКОВЫЕ СКРЕПЛЕНИЯ
1.2.1. Классификация стыков
Места соединения рельсов между собой называют стыками. По конструкции различают стыки болтовые, клееболтовые и сварные.
В болтовых стыках (рис. 1.5) между концами рельсов, перекрытых накладками, оставляют зазоры для возможности изменения длины рельсов при изменении температуры. Вследствие разрыва сплошности и изменения изгиб-ной жесткости рельсовых нитей в болтовых стыках при проходе колес подвижного состава по стыкам возникает излом
упругой линии рельсов и возникают дополнительные ударно-динамические воздействия колес на путь. Поэтому стык—самое напряженное место в пути. Около 35—50 % затрат труда по выправке пути связано с наличием стыков. Стыки создают и значительное сопротивление движению поездов (около 5— 7 % основного сопротивления).
В клееболтовых стыках накладки приклеиваются к рельсам и стягиваются болтами.
В сварных стыках обеспечена непрерывность рельсовых нитей. Однако если в сварном стыке рельсы при-
16
Рис. 1.5. Стыковое и промежуточное костыльное скрепление рельсов типа Р50:
/ — рельсовый соединитель; 2 — двухголовая накладка; 3 — Противоугон; 4 — подкладка; 5 — путевой болт; 6 — пружинная шайба; 7 — гайка
мыкают друг к другу под углом или со ступенькой в плане и профиле, то ударно-динамические воздействия колес на путь в таком стыке могут быть такими же, как на болтовом стыке.
Болтовые стыки различают по форме обработки торцов рельсов, по расположению их по отношению к опорам и по взаимному расположению на обеих рельсовых нитях.
Рис. 1.6. Конструкции стыков на шпале (а), на весу (б) и на споенных шпммк (я)
17
Рис. 1.7. Взаимное расположение рельсовых стыков:
а — по наугольнику; б — вразбежку; / — стыки; 2 — рельсы
Известны различные способы обработки торцов рельсов для соединения их в стыках: косой резкой (в плане), внахлестку, в замок, продольной срезкой части головки с применением специальной накладки-рельса и т. п. Однако все такие стыки в результате проверки их в эксплуатации оказывались малоудовлетворительными (выкрашивался металл в ослабленной головке, выпучивалась шейка и т. п.). Поэтому в настоящее время во всем мире приняты стыки с торцами рельсов, перпендикулярно срезанными относительно продольной оси рельса.
По отношению к опорам различают стыки на шпале (рис. 1.6, а), на весу (рис. 1.6, 6) и на сдвоенных шпалах (рис. 1.6, в). Стык на шпале подколесной нагрузкой получается жестким, кроме того, наблюдается кантование (поворот относительно продольной оси) шпалы. Поэтому такой стык быстро расстраивается. Стык на весу более упруг, однако в его накладках реализуются более высокие напряжения. Основными недостатками стыка на сдвоенных шпалах являются большая жесткость, трудность подбивки балласта под сдвоенные шпалы, дополнительный расход металла на стяжные болты.
Всеобщее распространение получили стыки на весу. Изгиб рельсовых концов и накладок от колесной нагрузки при стыке на весу больше, чем при стыках на опоре. Для снижения изгибающего момента расстояние между осями стыковых шпал устраивают меньшими, чем между осями промежуточных шпал. На пути с рельсами Р50 стыковой пролет принят равным 440 мм, а при рельсах Р65 и Р75 — 420 мм, в то время как промежуточные -18
пролеты (расстояния между осями промежуточных шпал) приняты равными 550 мм при 1840 шпалах на 1 км и 500 мм при 2000 шпалах на 1 км.
По взаимному расположению стыков на обеих рельсовых нитях различают стыки по наугольнику, вразбежку (рис. 1.7) и расположенные бессистемно. Лучшими являются стыки по наугольнику, которые на обеих рельсовых нитях находятся на одной нормали к продольной оси колеи. Правильность положения таких стыков проверяется шаблоном — наугольником. Шаблон представляет собой прямоугольный треугольник, один катет которого прикладывается к боковой грани головки рельса, а на другом катете должны находиться стыки обеих рельсовых нитей.
Преимущества стыков по наугольнику по сравнению со стыками вразбежку следующие: одновременность ударных воздействий колес при проходе стыков, в связи с чем количество ударов в два раза меньше, чем при стыках вразбежку; центральность ударов, что снижает раскачивание подвижного состава; возможность применения звеньевых путеукладочных кранов при смене рельсов со шпалами; возможность усиления стыков сближением стыковых шпал вплоть до их сдваивания.
Поэтому на дорогах России принят стык по наугольнику. Однако чем мощнее путь, тем при прочих равных условиях в меньшей мере проявляются преимущества одних типов стыков перед другими.
Величина стыковых зазоров меняется в зависимости от изменения температуры. Концы рельсов при этом перемещаются, преодолевая силы трения в накладках. Большие стыковые зазоры увеличивают силу воздействия колеса на стык. Поэтому правила установки и содержания стыковых зазоров должны строго соблюдаться. Однако удары в стыках являются следствием не столько величины самого зазора, сколько, главным образом, перелома траектории движения точки касания колеса с рельсом. Колесо в стыке проходит через не
ровность в виде угла, образованного прогнувшимися концами рельсов. Из-за наличия этого угла происходит удар колеса о головку принимающего рельса, вследствие чего головка сминается с образованием седловины за стыком. Особенно интенсивно этот процесс протекает при наличии в стыке гнилых и плохо подбитых шпал.
1.2.2. Элементы стыковых скреплений
Основными элементами болтовых стыков являются накладки и болты с гайками и упругими шайбами.
За время существования железных дорог было предложено большое количество разнообразных типов накладок. По мере роста грузонапряженности, колесных нагрузок и скоростей движения поездов форму накладок все больше развивали, переходя от плоских к уголковым и к накладкам-подкладкам (рис. 1.8).
Усложнением формы накладок было достигнуто увеличение их жест-
Рис. 1.8. Стыковые накладки:
а — плоские; б — уголковые; « — накладки-подкладки
кости и сопротивляемости изгибу, но одновременно это привело к интенсивной концентрации напряжений в местах резкого изменения формы. В таких местах развивались усталостные трещины и накладки ломались. Поэтому на отечественных дорогах для рельсов современных типов применяют простые по форме двухголовые накладки (рис. 1.9).
Нормальная работа стыка обеспечивается прочностью накладок, плотным прилеганием и достаточным прижатием их рабочих граней к рельсу, а также достаточной длиной накладок. Двухголовые накладки почти повсеместно изготавливаются распирающими, т. е. они входят как клин между наклонными плоскостями головки и
19
Таблица 1.5. Характеристики двухголовых накладок
Показатель Р65 по ГОСТ 8193—73 Р50 по ГОСТ 19128—73 Р43 по ГОСТ 19127—73
Длина накладки, мм:
четырехдырной 800 540 470
шестидырной 1000 820 790
Высота накладки, мм 130 107 95.64
Плошадь поперечного сечения, см2 38,75 30,05 26.65
Масса одной накладки, кг:
четырехдырной 23,75 12.36 9,49
шестидырной 29,50 18,77 16,01
Примерное количество накладок в одной тонне:
четырехдырной 42 81 105
шестидырной 34 53 62
подошвы рельса, образующими пазухи. Это позволяет подтягиванием стыковых болтов выбирать зазоры между накладками и рельсами, обеспечивая необходимую плотность, заклинивая накладки в пазухе рельсов.
Для нормальной работы стыка весьма важно, чтобы стыковые накладки имели достаточную длину. При проходе колеса через стык силы, направленные на отрыв головки от шейки рельса, больше при короткой накладке, чем при длинной. Кроме того, при длинных накладках в кривых участках легче обеспечить плавность изгиба рельсовых нитей без образования резких углов в стыках. К рельсам Р75 и Р65 накладки изготавливают взаимозаменяемыми длиной 800 и 1000 мм (см. рис. 1.9)—соответственно четырех-и шестидырные, а к рельсам Р50 — длиной 820 мм только шестидырные (табл. 1.5).
В накладке чередуются круглые и овальные отверстия. В овальные отверстия стыковые болты (рис. 1.10) входят своими овальными подголовниками, мешающими болтам проворачиваться при завинчивании гаек. Чередование круглых и овальных отверстий предопределяет поочередную постановку болтов гайками то наружу колеи, то внутрь.
Накладки изготавливают из полностью раскисленной спокойной мартенов
ской стали М54 с содержанием углерода 0,45 — 0,62 %, временным сопротивлением на разрыв не менее 860 МПа, пределом текучести — не менее 540 МПа, твердостью по Бринеллю в пределах 235—388 НВ. У накладок второго сорта один торец замаркирован несмываемой красной краской с шириной полосы не менее 20 мм. Постановка накладок второго сорта на путях МПС не допускается. Накладки второго сорта могут использоваться на промышленных путях.
При стыковании рельсов типов Р43 и тяжелее применяются специальные болты с круглой головкой и овальным подголовником, предотвращающим проворачивание болта при завинчивании или отвинчивании гаек (см. рис. 1.10).
В настоящее время болты выпускаются нормальной или повышенной прочности (с временным сопротивлением на разрыв соответственно 735 и 833 МПа). Болты повышенной прочности особенно целесообразны для увеличения стыковых сопротивлений, уменьшающих длину подвижных участков сварных рельсовых плетей и обеспечивающих необходимый зазор в стыках. Болты нормальной прочности изготавливаются из стали марки 35, а повышенной прочности — из легированной стали марки 40Х. Болты подвергаются термической обработке.
20
Рис. 1.11. Путевая пружинная шайба
Рис. 1.10. Путевой болт к рельсам Р65 и Р75 (а) и гайки с одной (б) и двумя (в) фасками
Гайки изготавливают из фосфористой стали.
Пружинные шайбы являются очень важными деталями стыка. Их назначение — обеспечивать постоянство упругого натяжения стыковых болтов. Пружинные шайбы изготавливают из прутков квадратного сечения со стороной 8—12 мм. На рис. 1.11 показана одно-витковая шайба к рельсам типов Р65 и Р75. Одновитковые шайбы имеют небольшую упругую деформацию и практически служат только против саморазболчивания. Несколько боль-
Рис. 1.12. Тарельчатая шайба
шей упругой перерабатывающей способностью обладают тарельчатые пружинные шайбы (рис. 1.12).
21
Таблица 1.6. Основные характеристики болтов, шайб и гаек
Детали стыковых скреплений н их парамет-ры Тип оельса
Р75 и Р65 Р50 Р43
Болт стыковой:
диаметр стержня, мм 27 24 22
длина стержня, мм 160 150 135
диаметр головки, мм 46 40 37
масса, кг 0,87 0,53 0,48
Гайка:
высота, мм 30 27 25
диаметр резьбы, мм 27 24 25
масса, кг 0,22 0,16 0,16
Шайба:
диаметр, мм 29 26 24
размер поперечного сечения, мм 10x10 9x9 8x8
масса 1000 шт., кг 93 68 49
Под гайками стыковых болтов целесообразно иметь мягкие пружинные элементы с большим ходом, чтобы возможные деформации пружин под поездной нагрузкой мало влияли на силы упругих связей в конструкции стыка.
Основные характеристики стыковых болтов, гаек и шайб приведены в табл. 1.6.
Сварные стыки обеспечивают непрерывность рельсовых нитей (поэтому понятие стыка в этом случае становится несколько условным). Сварка может быть термитной, газовой и электрической.
Термитная сварка широко распространена на европейских дорогах. На отечественных дорогах она применялась, в основном, на малодеятельных
станционных и трамвайных путях так же, как и электродуговая сварка.
Однако в настоящее время применение алюминотермитной сварки разрешено для сварки стыков в пределах стрелочных переводов и в первую очередь на железобетонных брусьях. Для главных путей России применяют высокопроизводительную контактную сварку, обеспечивающую стык высокого качества. Меньше развита газопрессовая сварка как менее производительная.
У клееболтовых стыков накладки приклеиваются к рельсам. Особенностью таких стыков является глухое соединение рельсов. Поэтому таким способом обычно устраивают изолирую
Рис. 1.13. Переходный стык рельсов Р65 и Р75
22
воо
щие стыки, в которых требуется неизменность стыкового зазора.
Переходные стыки рельсов применяются на участках пути, где стыкуются разнотипные рельсы (рис. 1.13), а также однотипные рельсы, имеющие различный вертикальный износ. Соединение рельсов разных типов и с разным износом производят с применением переходных накладок, формы и размеры которых обеспечивают совпадение торцов рельсов по поверхности катания и боковым рабочим граням. Наиболее технически правильным решением является применение переходных рельсов.
1.2.3. Токопроводящие и изолирующие стыки
На участках, оборудованных электрической сигнализацией, а также на электрифицированных участках (с электрической тягой поездов) рельсовые нити являются токопроводящими. Электрический ток может проходить через рельсовую нить с обычными стыками, однако вследствие наличия пленки окислов, покрывающей поверхности металлических элементов стыка и некоторой неплотности прилегания накладок к рельсам сопротивление электрическому току в стыках значительно больше, чем на протяжении рельса. В то же время для обеспечения устойчивой работы устройств сигнализации, централизации и блокировки (СЦБ) омическое сопротивление электрическому току в стыке должно быть не более сопротивления целого рельса на длине 3 м.
Для уменьшения сопротивления прохождению сигнального тока через
стык ставят стыковые соединители (рис. 1.14, а). Они состоят из двух оцинкованных проволок диаметром 5 мм, концы которых входят в конические луженые штепсели, забиваемые в высверленные в шейках рельсов отверстия диаметром 10,4 мм (по одному с обоих концов накладки). Эти соединители помещают в пазуху стыковой накладки.
Для пропуска сигнального тока вместо штепсельных соединителей применяют также короткие соединители в виде стального троса диаметром 6 мм и длиной 200 мм, привариваемого к головке рельса.
На электрифицированных линиях для пропуска по рельсам обратного тягового тока с минимальным сопротивлением в стыках ставят приварные соединители из медного троса общим сечением 70 мм2 при постоянном и 50 мм2 при переменном токе (рис. 1.14, б). Концы медного троса находятся в стальных наконечниках или манжетах, привариваемых к рельсу электродуговым или термитным способом. Стыковые соединители делают с напуском (изогнутыми) для обеспечения возможности изменения величины стыкового зазора при температурных деформациях рельсов и при регулировке стыковых зазоров в допустимых пределах.
Изолирующий стык устраивают таким образом, чтобы электрический ток не мог пройти от одного из соединяемых рельсов к другому. Изолирующие стыки устанавливают в створе с входными, выходными, проходными, маневровыми светофорами и на стрелочных переводах. Сдвижка изолирующих стыков относительно светофора допускается до 10,5 м по направлению движения и до 2 м против движения;
Рис. 1.14. Рельсовые соединители:
а — штепсельный; б — приварной; / — проволока: 2 — штепсель; 3 — манжета; 4 — трос
23
Рис 1 15 Изолирующий стык с объемлющими накладками
1 — изолирующая прокладка, 2 — накладка 3 — металлическая стопорная планка. 4 — изолирующая плаика, 5 — прокладка торцевая
Рис 1 16 Клееболтовые изолирующие стыки а — с простроганными типовыми накладками б — с полнопрофильными накладками / — накладки 2 — болты 3 — изоляция нз стеклоткани с клеевым соединением
сдвижка относительно входного светофора допускается в обе стороны не более 2 м.
На дорогах России наибольшее распространение получили изолирующие стыки с металлическими объемлющими накладками (рис. 1.15) Прочность и жесткость объемлющих накладок позволяет применять конструкцию стыка
на весу. Изоляция рельсов обеспечивается постановкой специальных прокладок под накладки и подкладки, а также втулок на болты из фибры, текстолита или полиэтилена В зазор между рельсами также вставляют изолирующую прокладку, имеющую очертание, соответствующее профилю рельса.
24
В уравнительных пролетах бесстыкового пути получили широкое распространение клееболтовые изолирующие стыки с двухголовыми накладками (рис. 1.16). В таких стыках используются типовые двухголовые шестидырные накладки, простроганные по верхней и нижней граням, и специальные накладки, облегающие пазуху рельсов (полнопрофильные накладки). Изоляция обеспечивается стеклотканью, пропитанной эпоксидным клеем. В качестве клеев употребляют различные составы, чаще всего на базе эпоксидных смол. Для уменьшения усадок клеев и снижения их хрупкости вводят пластификаторы, и для улучшения механических и электроизоляционных свойств — наполнители (кварцевая, сланцевая мука, асбестовые волоконца и т. п. ). Клеи должны быть влаго-, тепло- и морозоустойчивыми, долговечными, дешевыми. Клеевые швы имеют прочность на растяжение вдоль шва до 25—35 МПа, однако силам, действующим перпендикулярно плоскости накладок, клеевой слой сопротивляется хуже. Это одна из причин того, что при приклеивании накладок к рельсам обычно сохраняют стыковые болты. Кроме того, болты предохраняют стык от расстройства в случае старения или повреждения клеевого слоя.
Для установки клееболтовых изолирующих стыков усиленной конструкции на бесстыковом пути применяют накладки, облегающие пазуху рельсов (рис. 1.17). Плотное прилегание накладок к рельсам обеспечивается несмотря на возможные отклонения от номинальных размеров этих элементов, за счет разной степени обжатия стеклоткани (состоящей из девяти-десяти слоев), пропитанной клеем и имеющей общую толщину 3—3,5 мм.
Стыковые болты от подголовника до начала резьбы также обклеиваются стеклотканью в три-четыре слоя. В зазоры между торцами рельсов помещают электроизолирующие прокладки толщиной 4—6 мм, соответствующие поперечному профилю рельсов. Перед
постановкой в зазор прокладки покрывают клеем. С 1999 г. намечено широкое применение, и в первую очередь на приоритетных пассажирских направлениях, высокопрочных изолирующих стыков с металлокомпозитными накладками, предназначенных для вваривания в плети без уравнительных пролетов.
В целях обеспечения высокого качества клееболтовых соединений и геометрической точности стыкуемых рельсов обычно клееболтовой стык устраивают между двумя половинами ("близнецами") разрезанного пополам рельса длиной 12,5 или 25 м.
Сопротивления продольным сдвигам рельсов в клееболтовых стыках значительны. Так, у стыков Р65 с двухголовыми накладками они не менее 1000 кН, а у стыков Р65 с полнопрофильными накладками — не менее 3000 кН.
1.2.4. Сроки службы стыковых скреплений
Сроки службы скреплений зависят от нагрузок колес на рельсы, скоростей движения и, особенно, от климатических условий. На них также сильно влияет качество текущего содержания пути и состояние ходовых частей подвижного состава.
Болтовой стык имеет меньшую прочность, чем сварной(например, прочность на статический изгиб четырехболтового стыка составляет 30—40 %, усталостная прочность шестиболтового стыка — около 25 % прочности целого рельса). Однако характер разрушения при сварном стыке обычно бывает более опасным. Прочность этого стыка падает при различных дефектах сварки.
Сроки службы стыковых скреплений непосредственно связаны со сроками службы рельсов. При сплошной смене рельсов проверяют все скрепления, сортируют их и используют повторно, в том числе после их ремонта. Для повторной укладки в путь можно
25
использовать 90—95 % накладок, 70— 80 % болтов и 50—60 % упругих шайб.
Срок службы изолирующих материалов в стыках с объемлющими накладками из-за малой прочности фибры и
полиэтилена соответствует наработке 20—50 млн. т груза. Срок службы клееболтовых изолирующих стыков с полнопрофильными накладками соответствует в среднем наработке 300 млн т груза.
1.3. ПРОМЕЖУТОЧНЫЕ РЕЛЬСОВЫЕ
СКРЕПЛЕНИЯ
1.3.1. Требования к промежуточным скреплениям
Промежуточные скрепления, выполняя роль связующих элементов между рельсами и основанием, должны обеспечивать:
стабильность ширины колеи;
прижатие рельсов к основанию, исключающее отрыв и угон рельсов;
оптимальные условия температурной работы рельсов;
проведение регулировки положения рельсов по высоте и ширине колеи, замену деталей скреплений без перерывов в движении поездов;
механизированную сборку и содержание узлов скреплений;
рациональную пространственную упругость и вибростойкость узлов скреплений;
электроизоляцию рельсов от основания;
экономическую эффективность конструкции верхнего строения пути.
Требование обеспечения стабильности ширины колеи важно и очевидно, оно прямо связано с обеспечением безопасности движения поездов из условия недопущения провала колес.
Нарушение требования по обеспечению достаточности прижатия рельсов к основанию приводит к отрыву рельсов от шпал при укладке или разборке пути, а также при его подъемке при проведении выправочных работ. Обусловлено это гниением деревянных шпал, разрушением дюбелей, недоста
точной прочностью и коррозией при-крепителей на железобетонных основаниях.
Угон рельсов приводит к изменению их напряженно-деформированного состояния, что может вызвать выброс пути при повышении температуры и разрыв стыков при ее понижении. Угон пути приводит к смещению и перекосу шпал, выпадению подрельсовых прокладок. Ликвидация последствий угона рельсов сопряжена с выполнением сложных и трудоемких работ по регулировке зазоров и разрядке температурных напряжений в рельсовых плетях.
Требование оптимизации температурной работы рельсов также связано с величиной усилий прижатия их к основанию. Исключить температурные деформации рельсов очень сложно, так как это вызывает усложнение конструкции пути, удорожание рельсовых скреплений. Недостаточное же прижатие рельсов к основанию вызывает чрезмерные деформации концевых участков рельсовых плетей, усложнение конструкции стыковых скреплений, быстрый износ промежуточных скреплений, нарушение равноупругос-ти основания из-за перемещения шпал.
Проведение регулировки положения рельсов по высоте особенно важно на железобетонных подрельсовых основаниях и в зимнее время. В условиях высокой грузонапряженности в пути быстро накапливаются остаточные деформации, происходит нарушение проектного положения рельсов. Выправка пути с применением шпалоподбивочной тех
26
ники сложна в организации, требует перерывов в движении поездов, поэтому использование регулировочных прокладок для выправки пути весьма целесообразно. В зимнее время на участках пучи-нообразования применение регулировочных прокладок является единственным способом исправления пути по уровню и в профиле.
В современных условиях, когда сборка и разборка рельсошпальной решетки ведется на базах с применением поточных линий, требование о необходимости механизации работ по сборке и разборке узлов скреплений совершенно справедливо. Необходимость механизации работ по смене рельсов, замене изношенных элементов скреплений, регулировке натяжения прикрепителей при текущем содержании пути также не вызывает сомнений.
Обеспечение рациональной пространственной упругости рельсовых скреплений чрезвычайно необходимо для того, чтобы упруго перерабатывать динамические воздействия колес подвижного состава на рельсы, гасить высокочастотные вибрации, расстраивающие путь и особенно его болтовые соединения, а также для того, чтобы создавать равноупругость подрельсового основания.
Упругость, создаваемая скреплениями, отделяет массу рельса от подрельсового основания аналогично тому, как рессоры отделяют кузов экипажа от его ходовых частей. Это существенно снижает силы инерции, образующиеся при движении колес по неровностям пути. Однако при большой вертикальной и горизонтальной упругости опор увеличивается статический изгиб рельсовых нитей под колесной нагрузкой, увеличивается также поворот поперечных сечений рельсов, создающий угоняющий эффект. Этим и объясняется существование понятия оптимальной пространственной упругости пути, при которой взаимодействие пути и подвижного состава будет наилучшим, а напряжения, деформации и накопления последних будут минимальными.
Кроме того, неизменная упругая связь элементов скреплений с рельсами, подрельсовыми опорами и друг с другом с заданным натяжением необходима для обеспечения нормальной работы скреплений, предотвращения неупругих колебаний элементов и связанных с этим расстройств узлов скреплений.
Передача боковых сил на бетон должна осуществляться через упругие амортизаторы (прокладки, подклемм-ники), обеспечивая при этом величины удельных давлений на них в допускаемых пределах.
При нашпальных прокладках из резины усилие прижатия подкладки к железобетонной шпале должно быть не менее 20 кН на один болт.
Скрепления железобетонных шпал должны обеспечивать возможность регулировки положения рельсов по высоте в пределах 10—20 мм. Прокладки-регуляторы должны изготавливаться из жестких материалов. Их типоразмеры должны обеспечивать уклоны отводов при исправлении пути в соответствии с действующими нормативами.
Для использования в бесстыковом пути рельсовые скрепления должны создавать монтажное натяжение прикрепителей, обеспечивающее погонное сопротивление продольным перемещениям рельсов не менее 25 кН/м.
На звеньевом пути в целях предотвращения угона рельсов необходимо, чтобы погонное сопротивление продольным перемещениям было не менее 15 кН/м. Если сила прижатия рельса с учетом коэффициента трения между рельсом и основанием недостаточна, то необходимо предусматривать дополнительные противоугонные устройства (противоугоны).
На участках с автоблокировкой скрепления для железобетонных шпал должны обеспечивать электрическую изоляцию рельсов от шпал с сопротивлением не ниже 1 Ом на километр пути.
Требование к скреплениям о необходимости обеспечения экономической эффективности конструкций пути оче
27
видно. Скрепления должны способствовать достижению высоких сроков службы всех элементов пути (в частности, они сильно влияют на сроки службы деревянных шпал) и оптимальных условий их эксплуатации.
1.3.2. Классификация промежуточных скреплений
Промежуточные рельсовые скрепления по своей конструкции делятся на подкладочные и бесподкладочные (без металлических подкладок под рельсами). Подкладки обеспечивают большую площадь передачи давления от рельса на опору, подуклонку рельсов без затески деревянных шпал, объединяют все прикрепители при работе на сдвиг и имеют большое распространение на всех дорогах мира.
Промежуточные скрепления делятся еще на две группы в зависимости от того, обладают они или не обладают противоугонными свойствами. Первая группа — это непротивоугонные скрепления, у которых прикрепители не создают достаточного нажатия на подошву рельса и тем самым не обеспечивают необходимой продольной связи рельса с основанием. При применении этих скреплений необходима установка на подошву рельса дополнительных приспособлений, препятствующих продольной сдвижке рельса, — противоугонов.
Ко второй группе скреплений относятся противоугонные конструкции, у
Рис. 1.18. Промежуточное смешанное скрепление ДО для деревянных шпал:
/ — костыль основной; 2 — костыль обшивочный
которых с помощью упругих элементов создается необходимое нажатие на подошву рельса, исключающее его проскальзывание по опорам под проходящими поездами.
В свою очередь вторая группа делится на две подгруппы: болтовые и безболтовые скрепления. В первом случае натяжение прикрепителей, а следовательно их нажатие на подошву рельса, можно регулировать подтягиванием гаек клеммных болтов. В безболтовых скреплениях монтажное нажатие закладных упругих элементов должно оставаться неизменным за весь период эксплуатации.
Подкладочные скрепления подразделяются на раздельные, нераздельные и смешанные. В раздельном скреплении рельс к подкладке и подкладка к опоре прикрепляются разными прикре-пителями. В нераздельном скреплении рельс через подкладку соединяется с опорой одними и теми же прикрепите-лями. В смешанном скреплении рельс через подкладку соединяется с опорой, а подкладка, кроме того, самостоятельно прикрепляется к опоре.
1.3.3. Скрепления для деревянных шпал
Одной из самых распространенных конструкций скреплений для деревянных шпал на отечественных дорогах является подкладочное костыльное скрепление смешанного типа ДО (рис. 1,18).
К достоинствам скреплений ДО относятся малодетальность, сравнительно небольшой расход металла, простота в изготовлении и эксплуатации. Однако это скрепление не обеспечивает упругую связь рельса со шпалой и плохо сопротивляется угону пути. Основными элементами этого скрепления являются клинчатая ребордчатая подкладка и костыли, которые подразделяются на основные и обшивочные. Основные костыли прижимают подошву рельса к подкладке и шпале, удер
28
живают рельс от бокового сдвига и опрокидывания (на опрокидывание работает один внутренний костыль, на сдвиг, как правило, — все), а обшивочные прижимают подкладку к шпале, уменьшая ее вибрацию, и воспринимают сдвигающие усилия.
При применении скреплений ДО на прямых и в кривых радиусом более 1200 м рельсы пришивают на каждом конце промежуточной шпалы четырьмя костылями, а на стыковой — пятью. В кривых радиусом 1200 м и менее, а также на мостах, в тоннелях и на участках со скоростями движения свыше 120 км/ч на всех шпалах рельсы пришивают пятью костылями.
Расчеты и опыт эксплуатации скреплений ДО показывают, что устойчивость рельса против опрокидывания при эпюре шпал 1600 шт./км и более обеспечивается лучше, чем устойчивость на отжатие рельсовой нити. Случаи опрокидывания рельсов с выдергиванием костылей редки и происходят только при провале колес. Случаи же отжатия рельсовых нитей довольно часты, вследствие чего перешивка пути при костыльных скреплениях на деревянных шпалах является одной из распространенных путевых работ, особенно в кривых.
Ширина подкладки к рельсам Р65 и Р75 (рис. 1.19) меньше ширины верхней постели шпалы и составляет 170 мм. Для того чтобы уменьшить вероятность образования трещин в шпалах, костыльные отверстия смещены одно относительно другого так, что на
одной прямой, параллельной продольной оси шпалы, находится не более одного костыля. Ни одно отверстие не совпадает с продольной осью шпалы.
На кривых участках пути радиуса от 800 до 501 м по наружной нити укладывают несимметричные удлиненные в наружную сторону подкладки (см. рис. 1.19, б), а на кривых радиуса 500 м и менее такие подкладки используют под обеими рельсовыми нитями. Делают это для большей равномерности передачи давления от рельса на шпалу, имея в виду значительные горизонтальные поперечные силы, действующие в кривых. Более равномерная передача давления на шпалы уменьшает неравномерность износа шпал под подкладками, увеличивает срок их службы и обеспечивает более устойчивое состояние подуклонки рельсов.
Во избежание перерезывания волокон древесины подкладкой их изготавливают с закругленными краями. В углах отверстий подкладок предусмотрены закругления радиусом до 2,5 мм для уменьшения концентрации напряжений при работе подкладок и увеличения срока службы пуансонов, применяющихся при изготовлении подкладок.
Для обеспечения нормальной работы рельса вогнутость поверхности прилегания подкладки к рельсу не допускается; выпуклость допускается не более 0,5 мм.
Недостатком этих скреплений является также возможность некоторого перемещения подкладки вдоль и по-
Рис. 1.19. Подкладки к рельсам Р65 и Р75:
а — для прямых и пологих кривых: б — для средних и крутых кривых
29
Рис. 1.20. Прикрепители для деревянных шпал: а — костыли: 6 — шурупы
перек шпалы. Это вызывается наличием неизбежных производственных допусков по толщине костылей, размерам отверстий, а также по расстоянию между ребордами. Вибрация подкладок, происходящая вследствие сотрясений от динамического воздействия колес на рельсы, усиливает механический износ шпалы под подкладкой.
Для уменьшения интенсивности износа шпал между подкладкой и шпалой укладывают прокладки толщиной от 6 до 10 мм из резины, резинокорда, гомбелита (прессованные кордные нити, пропитанные смолой). Результаты измерения износа шпал показали, что при прокладках из резины интенсивность износа снижается от 2,7 (прессованные прокладки без рифления) до 3,7 раза (рифленые прокладки).
Нормальные костыли (рис. 1.20) имеют овальную головку, а удлиненные (пучинные) — призматическую с 30
ушками. Длина нормальных костылей 165 мм, масса 0,378 кг. Длина пучинных — 205, 240 и 280 мм. Сопротивление выдергиванию нормального костыля из новой сосновой шпалы равно примерно 20 кН.
Костыль, забиваемый в шпалу без предварительного просверливания отверстия, перерубает волокна и, погружаясь в шпалу, надламывает их, вследствие чего его сопротивление выдергиванию уменьшается примерно на 30 %, а сопротивление отжатию — на 16 % по сравнению с сопротивлением при забивке в предварительно просверленные отверстия. Чтобы уменьшить разрушающее действие костылей, в шпалах предварительно сверлят и антисеп-тируют отверстия глубиной 130 мм и диаметром 12,7 мм, т. е. несколько меньше поперечных размеров костыля (16x16 мм) в шпалах из мягких пород (сосна, ель, пихта) и диаметром 16 мм в
шпалах из твердых пород (бук, береза, лиственница).
Вторым по применимости на отечественных дорогах является раздельное скрепление КД (рис. 1.21, а), в котором рельс прижат к подкладке двумя клеммами. Клеммы прижимаются натяжением болтов, устанавливаемых сбоку в вырезы подкладок. Между гайкой болта и клеммой ставят двухвитковую шайбу. Подкладка к шпале прикреплена четырьмя шурупами, под головку которых иногда устанавливаются двух-витковые шайбы. Под подошву рельса укладывают упругую прокладку. Это скрепление в отличие от костыльного смешанного скрепления обеспечивает постоянное прижатие рельса к подкладке и не требует установки противоугонов.
В случае отсутствия шайб под головками шурупов быстро разрабатываются отверстия в шпалах для шурупов под движущейся нагрузкой и изгибающиеся рельсы начинают "таскать" за собой прочно прикрепляемые к ним подкладки, которые перетирают и сминают древесину шпалы так, что она может изнашиваться в 1,5—2 раза интенсивнее, чем при смешанном кос
тыльном скреплении. Скрепления КД дают возможность регулировки положения рельсов по высоте до 10—14 мм за счет применения прокладок различной толщины. Желательно, чтобы подрельсовые прокладки имели две реборды, свисающие с подкладок и препятствующие их выталкиванию при ослаблении клеммных болтов.
К достоинствам раздельных скреплений следует отнести: сведение к минимуму вибраций подкладок; возможность регулировки положения рельсов по высоте; возможность смены рельсов без вывинчивания шурупов; сильное прижатие рельсов к подкладкам, что обеспечивает достаточное сопротивление угону и температурным деформациям рельсов. К недостаткам этих скреплений относится многодеталь-ность, что создает сложность при комплектации узлов скреплений, и быстрое ослабление натяжения клеммных болтов, что обусловливает необходимость их постоянного подтягивания для предотвращения угона пути.
Шурупы (см. рис. 1.20), применяемые в качестве прикрепителей, благодаря винтовой нарезке сопротивляются выдергиванию в 1,5—2 раза лучше, чем
Рис. 1.21. Раздельные скрепления КД (а) н Д4 (б) для деревянных шпал: •
I — двухвитковая шайба; 2 — шуруп; 3 — подкладка; 4 — клеммный болт; 5 — клемма; б — подрельсовая прокладка; 7 — прокладка под подкладку
31
костыли. Однако сопротивление шурупов отжатию меньше, чем сопротивление костылей (50—60 % от сопротивления последних). Форма головки шурупа приспособлена для применения торцовых ключей для его завинчивания и отвинчивания. Шурупы, применяемые на стрелочных переводах, на 20 мм длиннее путевых.
Боковое воздействие колес подвижного состава на рельс, стремящееся его сдвинуть и повернуть, воспринимается скреплениями КД жестко. Значительно рациональнее использовать раздельные скрепления не с жесткими, а упругими клеммами, примером которых являются скрепления Д4 (рис. 1.21, б). В скреплении Д4 клеммный болт заводится в фигурный вырез в подкладке. Для фиксирования положения клемм в высоких ребордах подкладки предусмотрены вырезы. Скрепление Д4 позволяет производить регулировку положения рельсов по высоте до 14 мм за счет изменения толщины подрельсовых прокладок. Во избежание смятия древесины под подкладки укладывают резиновые или резинокордовые прокладки.
1.3.4. Скрепления для железобетонных опор
Железобетон в отличие от дерева обладает повышенной прочностью на сжатие, что позволяет широко применять бесподкладочные скрепления, осуществлять подуклонку рельса за счет наклона подрельсовой площадки, передавать на бетон значительные боковые силы. В то же время высокая жесткость и электропроводность железобетона вызывает необходимость применения в узлах скрепления электро- и виброизолирующих деталей.
Типовым промежуточным скреплением для железобетонных шпал является раздельное клеммно-болтовое скрепление КБ (рис. 1.22), в котором рельс к подкладке прижимается жесткими клеммами, надеваемыми
на клеммные болты, фигурные головки которых заводятся в пазы реборд подкладок. Под гайки клеммных болтов ставят упругие шайбы. Металлические подкладки укладывают на наклонную (для обеспечения подуклонки рельсов), заглубленную в тело шпалы на 15— 25 мм подрельсовую площадку. На бетон под подкладку укладывают для электро- и виброизоляции резиновую прокладку толщиной 6—8 мм. Благодаря этому осуществляется передача поперечных горизонтальных сил от подкладки через нашпальную прокладку на бетон, улучшаются условия работы закладных болтов и повышается стабильность ширины колеи.
Подкладка крепится к шпале закладными болтами. При этом головки болтов опираются на замоноличенную в бетон металлическую шайбу, которая при затяжке монтажных гаек равномерно распределяет нагрузку на бетон. Электроизоляция подкладок от шпал осуществляется нашпальной прокладкой и втулкой из текстолита, надеваемой на стержень закладного болта и заглубляемой в отверстие металлической подкладки.
Высота реборд подкладок КБ (рис. 1.23) позволяет укладывать под рельс прокладки толщиной 12—14 мм для регулировки рельсов по высоте, что особенно важно в зимний период. В других случаях это преимущество скреплений КБ используют для укладки под подошву рельса прокладок повышенной упругости.
Полностью себя оправдало применение скреплений КБ на бесстыковом пути в отношении применения прогрессивной технологии замены рельсов, разрядки температурных напряжений, обеспечения оптимальных условий температурной работы рельсовых плетей.
Недостатками конструкции скреплений КБ является много детальность (21 деталь в каждом узле скреплений), материалоемкость (общая масса металлических и полимерных деталей на
32
1 км пути составляет соответственно 41,6 и 2,1 т) и наличие около 16 тыс. болтов на 1 км пути, содержание которых (очистка от грязи, смазка, подтягивание гаек) требует больших затрат.
Детали крепления рельса к подкладке и подкладки к шпале показаны на рис. 1.24.
Исследования по совершенствованию конструкции скрепления КБ ведутся в направлении замены жестких клемм с упругими шайбами на упругие прутковые или пластинчатые клеммы.
Кроме типовых скреплений КБ, на участках пути с железобетонными шпалами в России широкую эксплуатационную проверку проходят подкладочное скрепление БП и бесподкладочное ЖБР.
Нераздельное клеммно-болтовое скрепление БП (рис. 1.25, а) имеет два закладных болта, которыми при помощи упругих клемм рельс прижимается к подкладке, а подкладка — к шпале.
Для электроизоляции закладных болтов от металлических частей скрепления на них надевают изолирующие втулки; на подкладке и под подкладкой размещаются упругие резиновые про-, кладки. Конструкция скрепления БП
Рис. 1.22. Раздельное скрепление КБ для железобетонных шпал:
/ — прокладка под подкладку; 2 — подкладка; 3 — подрельсовая прокладка; 4 — клеммный болт; 5 — жесткая клемма; б — закладной болт; 7 — гайка; 8 — двух-витковая шайба; 9 — изолирующая втулка; 10 — опорная шайба
воплотила в себя те полезные технические решения, целесообразность которых вытекала из опыта эксплуатации скреплений КБ. В частности, опорная площадка, на которую укладывается металлическая подкладка, заглублена в бетон также на 25 мм, что позволяет использовать нашпальные прокладки
Рве 1.23. Подкладка раздельного скрепления КБ
33
Сфера R~60
Рис. 1.24. Детали скрепления КБ: а — закладной болт; б — клеммный болт: в — гайка; г — двухвитковая шайба
34
из резины толщиной 12 мм при сохранении существующей системы передачи поперечных горизонтальных сил на бетон. Реборды скрепления БП выше и тоньше, чем у скрепления КБ. Это упрощает технологию их изготовления, улучшает качество и снижает массу подкладки. Высокие реборды подкладок позволяют увеличить пределы регулирования рельсов по высоте до 20 мм. Стабильность натяжения болтов скрепления БП значительно выше, чем у скрепления КБ.
Бесподкладочное пружинное скрепление ЖБР (рис. 1.25, б) обеспечивает фиксацию положения рельса на шпале при помощи двухслойных клемм. Перегиб нижней части клеммы служит ребордой, в которую упирается подошва рельса. Боковые усилия от клеммы передаются на подклеммный вкладыш и через него на шпалу. Резиновая подрельсовая прокладка имеет свисающие со шпалы закраины, удерживающие прокладку от выползания из-под рельса. При регулировке положения рельсов по высоте до 15 мм меняют прокладки и подклеммные вкладыши на более толстые.
На основании результатов исследований ожидается улучшение работы скреплений ЖБР по сравнению с ранее испытывавшимся скреплением ЖБ в части восприятия поперечных горизонтальных сил и сохранения стабильности положения рельсовой колеи, ослабления затяжки гаек закладных болтов и продольной устойчивости бесстыковых плетей; снижения затрат на текущее содержание пути.
Модернизированное скрепление этого типа ЖБР-65 с прутковой клеммой, опытные участки с которым уложены в 1998 г. на Горьковской и Западно-Сибирской железных дорогах, проявило себя как достаточно перспективное.
В МИИТе разработано (Л. П. Алексеева) анкерное рельсовое скрепление (сокращенно АРС), предназначенное для магистральных линий без ограничений по грузонапряженности и скоростям движения поездов. АРС характеризуется высокой надежностью и стабильностью рельсовой колеи, мало-детальностью (отсутствием резьбовых соединений), простотой сборки и эксплуатации и, как следствие этого, вы
Рис. 1.25. Подкладочное скрепление БП (а) и бесподкладочное ЖБР (б) для железобетонных шпал: / — прокладка под подкладку; 2 — подкладка; 3 — подрельсовая прокладка; 4 — закладной болт; 5 — гайка; 6 — упругая клемма; 7 — подклеммный вкладыш; 8 — двухслойная клемма
35
сокой экономической эффективностью. Предназначенный к серийному внедрению узел скрепления АРС-4 обеспечивает снижение материалоемкости по сравнению с КБ65 на 30 %, что позволяет сэкономить на каждом километре пути не менее 15 т металла. Несъем-ность анкера, являющегося составной частью шпалы, в 3, 4 раза уменьшает вес съемных деталей узла, обеспечивает возможность проведения не менее одного капитального ремонта пути без снятия рельсошпальной решетки, превращая его в средний ремонт со сплошной сменой рельсов и (при необходимости) амортизирующих элементов.
Основными элементами скреплений типа АРС являются (рис. 1.26):
замоноличенный в подрельсовой зоне железобетонной шпалы объединенный анкер 5 рамно-арочного типа с двумя хвостовиками, (объединяет работу двух клеммных узлов, охватывая подошву рельса);
две В-образные пружинные прутковые клеммы 7;
два эксцентриковых монтажных регулятора 2 в виде правильного шестигранника с опорными осями 3 цилиндрической или конусообразной формы, обеспечивающих необходимую величину натяжения пружин;
два плоских подклеммника 4 с ограничителями их перемещений относительно клеммы;
два нарельсовых изолирующих и амортизирующих уголка 6;
подрельсовая резиновая прокладка 7 повышенной упругости толщиной 14 мм, аналогичная ЦП-204.
Узел скрепления АРС-4 обеспечивает регулировку положения рельса по высоте до 20—24 мм.
Это скрепление является по своим параметрам конкурентоспособным лучшим пружинным зарубежным скреплениям типов Vossloh, PAN-DROL, Nabla и др.
1.3.5. Противоугоны, схемы их расстановки
Угон железнодорожного пути представляет собой продольное перемещение рельсов по шпалам, как правило, в сторону движения поезда, происходящее при проходе по пути колес подвижного состава.
Основными причинами угона рельсов являются "забег" подошвы рельса относительно основания на величину Дх (рис. 1.27) при изгибе его под воздействием вертикальной колесной нагрузки и действие продольных сил и сил сопротивления движению подвижного состава. Чем выше грузонапряженность участка, осевые нагрузки и более податливое (упругое) основание, тем выше требования к закреплению пути от угона. На тормозных участках
Рис. 1.26. Узел скрепления АРС-4 (а) и подрельсовая зона анкерной железобетонной шпалы (б):
I — клемма; 2.3 — монорегулятор (регулятор + фиксатор); 4 — подклеммник; 5 — анкер; 6 — изолирующий уголок; 7 — резиновая прокладка
36
силы угона и проявление угона рельсов выше, чем на нетормозных (площадках и особенно подъемах).
Угон сильно расстраивает путь, если не приняты надежные меры против него. При угоне рельсы сдвигаются со своих мест и увлекают за собой часть закрепленных шпал, в том числе с их перекосом (рельсовые нити угоняются на разную величину). Шпалы с уплотненных постелей перемещаются на менее плотный балласт, рельсовые нити в этих местах проседают; растут силы динамического взаимодействия пути и подвижного состава и путь еще больше расстраивается. На звеньевом пути нарушаются размеры стыковых зазоров: в одних местах они оказываются слишком растянуты, в других — слитыми. При высокой температуре на участках с недостаточными зазорами может произойти потеря устойчивости рельсошпальной решетки (так называемый выброс пути). При низкой температуре на участках с увеличенными зазорами может произойти разрыв стыков со срезом болтов. Поэтому угон пути совершенно недопустим.
Продольные силы, вызывающие угон рельсов, должны быть от рельсов переданы на шпалы и далее на балласт. Для этого на участках пути с деревянными шпалами на подошву рельсов ставят противоугоны.
В качестве противоугонов применяют пружинные скобы, надеваемые (защелкиваемые) на подошву рельсов;
Рис. 1.27. Смещение подошвы рельса вдоль пути в результате его изгиба под колесной нагрузкой
они передают силы угона либо на путевые подкладки, либо на шпалы. В первом случае через подкладки продольные силы передаются на прикрепители, что способствует разработке отверстий в подкладках. Во втором случае, если недостаточна площадь опирания скоб в деревянные шпалы, они врезаются в древесину шпал при вертикальных колебаниях рельсов.
Пружинный противоугон состоит всего из одной детали (рис. 1.28, а). Изготавливают противоугоны на специальных автоматах из горячекатаной углеродистой стали сечением 25x25 мм или 20x20 мм с закалкой в масле. Один пружинный противоугон к рельсам Р65 и Р75 весит 1,28 кг, а к рельсам Р50 — 1,15 кг. По техническим условиям на приемку пружинных противоугонов требуется, чтобы сопротивление сдвигу противоугона вдоль рельса после пятикратной постановки и снятия его было не менее 8 кН.
Количество противоугонов, устанавливаемых на одно рельсовое звено, зависит от интенсивности проявления угона (табл. 1.7 и рис. 1.28, б). Противоугоны ставят симметрично относи
Таблица 1.7. Номера схем установки противоугонов на звене длиной 25 м
Класс, группа и категория пути1 Номера схем и число пар противоугонов
Тормознь е участки Нетоомозиые участки
двухпутные однопутные2 двухпутные однопутные2
А1—А6; Б1—Б6 1(44) — 2(40)
Bl—Вб 1(44) 2 (40/0*) 2(40) 4 (22/0*)
Г1—Гб 2(40) 3(36/0*) 3(36) 5(13/13)
Д1-Д6 2(40) 3(36/0*) 3(36) 5(13/13)
Пути 5 класса 5(13/13) 5(13/13) 5 (13/13) 5(13/13)
1 Классификация путей — согласно приказу МПС № 12Ц от 06.08.94 г.
2 В скобках дробью показано число пар противоугонов в одном и другом направлении движения.
* Противоугоны у шпал устанавливаются со стороны преобладающего размера движения поездов (грузонапряженности); при появлении следов угона рельсов в противоположную сторону противоугоны (в количестве 13 пар) устанавливаются и с другой стороны шпал.
37
тельно середины звена на обоих рельсовых нитях к одной и той же шпале.
У шпал, близко расположенных к стыкам, противоугоны ставить нецеле-
сообразно, так как они быстро теряют несущую способность из-за ударов колес о рельс при перекатывании через стык, а также из-за выключения из ра
Рис. 1.28. Пружинный противоугон для рельсов Р65 (а) и схемы расстановки пружинных противоугонов (б):
цифры в кружочках обозначают номера схем; цифры без кружочков — номера шпал на звене длиной 25 м; стрелки указывают направление движения поездов
38
боты при температурных деформациях рельсов.
Противоугоны выходят из строя вследствие деформаций, полученных при постановке их на рельс ударами молотка. При этом их часто перебивают с образованием зазора между зубом и подошвой рельса до 4 мм. В результате противоугоны получают пластические деформации и теряют удерживающую способность. Деформируют их также при подгонке к шпале, если допускают при этом сильный перекос.
1.3.6. Сроки службы промежуточных скреплений и меры по их продлению
При звеньевом пути на деревянных шпалах скрепления снимаются одновременно с рельсами, при этом 70— 80 % подкладок и около 50 % костылей можно использовать повторно.
Таким образом при деревянных шпалах можно принимать:
для подкладок Тп = Тр1 + 0,75 Тр2;
для костылей Тк = Тр1 + 0,5 Гр2,
где Тп и Тк — срок службы соответственно подкладок и костылей; T'pj и Гр2 — срок службы рельсов соответственно при первой и второй укладке, млн т брутто наработанного тоннажа.
Костыльные подкладки выходят из строя вследствие износа и разработки
костыльных отверстий. Излом подкладок происходит из-за развития усталостных трещин у внутренней реборды на прямых и посередине подкладки — на кривых. Разработка костыльных отверстий происходит в кривых участках при недостатке возвышения наружного рельса и плохом содержании пути. Костыли выходят из строя из-за коррозии и деформаций при частых перешивках пути на участках пучинообра-зования зимой и в кривых участках при интенсивном нарастании ширины колеи.
Выход в дефектные металлических и полимерных элементов скреплений КБ-65 в средних условиях эксплуатации показан на рис. 1.29. Приведенные на этом рисунке графики позволяют устанавливать размеры наработки, при которой 20 % элементов скреплений оказываются разрушенными. При этом нарушается нормальная работа путевой решетки бесстыкового пути, и восстановление ее работоспособности возможно только после массовой замены разрушенных элементов.
Выход металлических подкладок скрепления КБ-65 определяется их изломом в результате возникновения усталостных трещин, расположенных в средней их части параллельно оси рельсовой нити. Развитию усталостных процессов способствует износ опорных поверхностей подкладок и накопление остаточных деформаций. Уменьшение толщины подкладок на 1 мм вызывает
Рис. 1.29. Кривые выхода элементов скреплений КБ в дефектные:
I — подрельсовые прокладки. 2 — нашпальные прокладки; 3 — подкладки: 4 — двухвитковые шайбы
Наработанный тоннаж, гмн. г брутто
39
увеличение напряжений в подкладке на 12—15 %.
Основным видом деформации жестких клемм скреплений КБ-65 является износ опор. Наибольшая интенсивность этого износа наблюдается на поверхности короткой опоры клеммы. Средневзвешенное значение износа короткой опоры клеммы на 100 млн т брутто составляет 0,13—0,15 мм для середины плети и 0,22—0,25 мм для уравнительных пролетов и температурно-подвижных концов плети. При износе более 3 мм клеммы уже не обеспечивают надежное прижатие подошвы рельса к подкладке, так как в этом случае клеммы ложатся своей средней частью на гребень реборды подкладки. Исходя из средней интенсивности износа продолжительность службы жестких клемм в пределах средней части плети составляет 1,4 млрд т брутто и 900 млн т брутто для уравнительных звеньев.
Наибольший выход двухвитковых шайб происходит в пределах уравнительных звеньев и возрастает с увеличением засоренности балластного слоя. При загрязненности балластного слоя более 20 % число изломанных шайб увеличивается в 1,5—2,5 раза. Определенное влияние на выход пружинных шайб из пути по изломам оказывают затяжки болтовых соединений. В случаях когда момент закрепления не падает ниже 60—80 Н-м для клеммных болтов и 40—50 Н-м для закладных болтов, число изломов двухвитковых шайб оказывается на 15—20 % меньше, чем на болтовых соединениях с моментом затяжки менее указанных значений. Приведенные на рис. 1.29 графики позволяют установить размеры наработки, при которой 20 % двухвитковых шайб оказываются разрушенными. При этом нарушается нормальная работа путевой решетки бесстыкового пути и восстановление ее работоспособности возможно только после массовой замены разрушенных пружинных шайб. Размеры такой наработки для средней части рельсовых плетей со
40
ставляют 1300—1500 млн т брутто и 1000 млн т брутто для уравнительных пролетов.
Отказы клеммных болтов происходят в основном из-за срыва нарезки, а закладных — вследствие изгиба стержней при угоне пути.
Для клеммных болтов, эксплуатируемых в средней части плети и в пределах уравнительных пролетов, сроки службы составляют соответственно 2,1 млрд т брутто и 1,5 млрд т брутто.
Основными амортизирующими элементами скреплений КБ-65 являются подрельсовые и нашпальные прокладки. В начале 70-х годов в качестве материала подрельсовых прокладок использовался кордонит и полиэтилен, которые не обладали необходимой упругостью, прочностью и коэффициентом трения. В связи с этим с конца 70-х годов было начато массовое производство подрельсовых прокладок из технической резины РП-101 и резинокордовых прокладок толщиной 8 мм. Срок службы подрельсовых прокладок в середине рельсовых плетей определяется периодом наработки 550— 600 млн т брутто, а резино-кордовых — 650—850 млн т брутто. На уравнительных пролетах при засоренности балласта более 20 % срок службы подрельсовых прокладок не превышает 300 млн т брутто.
Нашпальные прокладки с конца 70-х годов изготавливают из резины ЦП-153 толщиной 10 мм. Эти прокладки обеспечивают удовлетворительную работоспособность рельсошпальной решетки в пределах наработки 800—900 млн т брутто в средней части плети и 600 млн т брутто в пределах уравнительных пролетов.
Для повышения срока службы рельсовых скреплений необходимо совершенствовать их конструкцию, соблюдать технологию изготовления и улучшать текущее содержание пути. На срок службы полимерных деталей большое влияние оказывает материал, из которого они изготовлены.
1.4. ПОДРЕЛЬСОВЫЕ ОПОРЫ
1.4.1. Назначение и требования к подрельсовым опорам
Назначение подрельсовых опор: воспринимать вертикальные, боковые и продольные усилия от рельсов и передавать их на балластный слой;
обеспечивать стабильность ширины рельсовой колеи, подуклонки рельсовых нитей и их электрическую изоляцию друг от друга на участках с автоблокировкой;
обеспечивать совместно с балластным слоем стабильное пространственное положение рельсовой колеи в плане и профиле.
Требования к подрельсовым опорам следуют из их назначения и заключаются в следующем. Подрельсовые опоры должны обладать:
прочностью, износостойкостью и долговечностью в условиях переменных силовых и природно-климатических воздействий (атмосферные осадки, колебания температуры, сезонное замерзание—оттаивание);
высокой сопротивляемостью продольным и поперечным смещениям опор в балласте;
дешевизной, недефицитностью и технологичностью в массовом производстве;
упругостью и диэлектричностью (желательные качества).
Подрельсовые опоры устраивают в виде шпал и брусьев (на стрелочных переводах и металлических мостах). Кроме того, на искусственных сооружениях применяют блочные основания безбалластного типа из железобетона (в виде плит — на мостах, малогабаритных рам — в тоннелях, см. ниже п. 1.7). Применение блоков (плит, рам, лежней) на обычном пути, расположенном на земляном полотне не вышло за рамки опытного.
Основные материалы для шпал и брусьев: дерево и железобетон (на от
дельных больших мостах — металлические брусья, см. п. 1.7).
На некоторых зарубежных дорогах, в основном в странах с тропическим климатом, применяют также металлические шпалы (из-за разрушения деревянных шпал термитами). Применение металлических шпал на отечественных железных дорогах неперспективно из-за их недостатков: трещинообразования, подверженности коррозии, электрической проводимости, шумообразования, а также более сложной технологии подготовки и уплотнения балласта.
Количество шпал на 1 км и порядок их расположения по длине рельсового звена (эпюра укладки) нормируется исходя из условий выравнивания давлений в балластном слое по его глубине, а также обеспечения необходимой сопротивляемости рельсошпальной решетки продольному и поперечному сдвигу. В результате экспериментальных и теоретических исследований установлено, что при расстоянии между осями смежных шпал 60 см (при эпюре 1600 шт./км) полное выравнивание напряжений происходит на глубине ~75 см (больше нормативной) под подошвой шпал (см. ниже п. 1.5).
Максимальное погонное сопротивление рельсошпальной решетки сдвигу в щебеночном балласте вдоль пути имеет место при ширине шпального пролета 50—51 см. Поэтому увеличение числа шпал более 2000 шт./км не влияет на устойчивость пути против продольных смещений.
Указанные критерии, наряду с экономическими соображениями, послужили основанием для назначения двух основных стандартных эпюр укладки шпал, соответствующих 1840 шт./км (46 шпал на 25-метровом звене) в прямых и кривых радиусом более 1200 м и 2000 шт./км (50 шпал на звене) в кривых радиусом 1200 м и менее (на скоростных линиях при v £141 км/ч в кривых радиусом 2000 м и менее).
41
На путях 5-го класса допускается эпюра шпал в прямых 1440 шт./км, а в кривых радиусом менее 650 м — 1600 шт./км (40 шпал на звене).
Для улучшения условий работы пути под поездной нагрузкой в зоне рельсовых стыков стыковые шпалы сближают друг с другом. При всех эпюрах расстояния между осями стыковых шпал стандартные: 42 см при рельсах Р65, Р75 и 44 см при рельсах Р50. Расстояния между осями остальных шпал на протяжении рельсового звена одинаковы и равны 54,6 см (эпюра 1840 шт./км) и 50,2 (2000 шт./км). В процессе эксплуатации наибольшее допускаемое отклонение в расстояниях между осями шпал (от указанных нормативных) не должно превышать 8 см.
1.4.2. Деревянные шпалы и брусья
Деревянные шпалы в настоящее время имеют наибольшее распространение на железных дорогах нашей страны. Так, протяжение главных путей на деревянных шпалах МПС'РФ составляет ~70 % (развернутой длины).
Достоинства деревянных шпал, установленные многолетним опытом их применения, следующие:
упругость;
легкость обработки, в том числе гвоздимость;
простота прикрепления рельсов, в том числе возможность плавного изменения И отвода уширения рельсовой колеи в кривых малых радиусов (менее 300 м);
хорошее сцепление со щебнем;
малая чувствительность к ударам и колебаниям температуры;
сравнительно небольшая масса (~70 кг);
наличие диэлектрических свойств.
Вместе с тем деревянные шпалы имеют и недостатки:
сравнительно небольшой срок службы из-за гниения, растрескивания и механического износа (в среднем до
15 лет на отечественных железных дорогах);
большой расход дефицитной и дорогой строевой древесины (на 1 км пути ~2 га леса диаметром 26—28 см возраста 80—100 лет);
неоднородность упругих свойств пути по длине (из-за неодинаковых размеров шпал).
Шпалы (по ГОСТ 78—89), брусья для стрелочных переводов (по ГОСТ 8816—70) и мостовые деревянные брусья (по ГОСТ 28450—90) могут изготавливаться из древесины сосны, ели, пихты, лиственницы, кедра и березы. Основными породами леса, из которого вырабатываются шпалы для отечественных железных дорог являются хвойные: сосна (~70 %), ель и др. (около 30 %). Сосна — прямоствольна, шпалы из нее упруги и менее подвержены растрескиванию. Ель (пихта, кедр) имеет более слабую древесину, чем у сосны, и она труднее поддается пропитке антисептиками. Лиственница имеет твердую древесину, которая однако склонна к растрескиванию при сушке в штабелях, а также при сильных морозах.
На зарубежных железных дорогах (США, Япония, ФРГ и др.) шпалы изготавливают преимущественно из твердых пород деревьев (дуб, бук) (от 85 до 100 % от общего числа деревянных шпал в пути), которые имеют срок службы не менее 30—40 лет и обеспечивают высокую сопротивляемость выдергиванию и отжатию при-крепителей, а также износу под подкладками.
По форме поперечного сечения шпалы (рис. 1.30) подразделяются на три вида: обрезные — пропилены четыре стороны; полуобрезные — пропилены три стороны; необрезные — пропилены две противоположные стороны (пласти шпалы).
Стрелочные брусья подразделяются на два вида: обрезные (А) — пропилены четыре стороны (рис. 1.31, а); необрезные (Б) — пропилены две противоположные стороны (рис. 1.31, б).
42
Рис. 1.30. Формы поперечных сеченнй деревянных шпал: а — обрезных; 6 — полуобрезных; в — необрезных
Мостовые брусья (рис. 1.32) изготовляются только обрезные.
Обрезные шпалы и брусья предпочтительнее, так как обеспечивают более устойчивую работу противоугонов, а также балласта (в зонах контакта с боковыми гранями шпал).
В зависимости от назначения деревянные шпалы и стрелочные брусья из
готовляются трех типов, отличающихся размерами поперечного сечения: I — для главных путей; II — для станционных и подъездных путей; III — для малодеятельных подъездных путей промышленных предприятий.
Размеры поперечных сечений деревянных шпал приведены на рис. 1.30, а мостовых брусьев — на рис. 1.32. Раз-
Рнс. 1.31. Формы поперечных сечений деревянных брусьев I типа для стрелочных переводов
43
Рис. 1.32. Формы поперечных сечений деревянных мостовых брусьев
меры деревянных брусьев для стрелочных переводов приведены в гл. 3 "Пересечения и соединения рельсовых путей" (п. 3.5).
Размеры поперечных сечений шпал, мостовых и стрелочных брусьев установлены для древесины с абсолютной влажностью не более 22 %. При большей влажности древесины шпалы и брусья должны изготовляться с припуском на сушку для хвойных пород по ГОСТ 6782.1—75, а для лиственных — по ГОСТ 6782.2—75.
Основные размеры деревянных шпал установлены исходя из следующих условий: оптимальной работы балластного слоя и пути в целом; выгодного раскроя шпального кряжа; габаритных ограничений путеукладочных кранов УК-25.
Чем больше размеры поперечного сечения шпал, тем меньше напряжения
Рис. 1.33. Формы прогибов шпал под нагрузкой и эпюры реактивного отпора балласта: а — деревянная шпала; б — железобетонная шпала; 1 — ось шпалы до нагрузки; 2 — ось шпалы, изогнутой под нагрузкой
в балласте под шпалой и остаточные деформации пути. Так, при шпалах I типа они в ~2 раза меньше, чем при шпалах III типа.
Форма упругого изгиба деревянной шпалы под нагрузкой и распределение реактивного отпора балласта, пропорциональное прогибу, приведены на рис. 1.33, а. Очевидно, что чем длиннее шпала при прочих равных условиях, тем меньше ее осадки в процессе эксплуатации. Одновременно уменьшаются напряжения в балласте под концами шпал и, связанное с этим, его выдавливание. Однако при чрезмерной длине шпал (более 290 см) увеличивается подуклонка рельсов под нагрузкой ("переуклонка" внутрь), а при слишком коротких шпалах (менее 260 см) происходит разуклонка рельсов. Для бездефектной работы и минимального износа головки рельсов необходимо, чтобы их подуклонка под колесной нагрузкой практически не изменялась.
Оптимальная работа пути под нагрузкой обеспечивается при длине шпал 285 см (ВНИИЖТ). Однако в кривых малых радиусов путевая решетка шлюзуется внутри путеукладочных кранов УК-25 только при длине шпал до 280 см. В связи с этим длина деревянных шпал всех типов принята 275±2см. По индивидуальному заказу для линий с высокой грузонапряженностью поставляются шпалы длиной 280 см, а на участках совмещенного движения с разной шириной колеи (1520 мм и 1435 мм, вблизи границ) укладывают деревянные шпалы длиной 300 см.
Длина стрелочных брусьев изменяется от 3,00 м до 5,50 м (удвоенная шпала) с шагом 0,25 м. Количество брусьев в комплекте стрелочного перевода составляет 80 шт. (марка 1/11), 137 шт. (1/18) и 170 шт. (1/22).
Длина мостовых брусьев обычного сечения (см. рис. 1.32) 3,25 м. Чем больше расстояние между осями продольных балок или ферм моста (до 2,5 м), тем большим должно быть поперечное
44
сечение мостовых брусьев (до 24x30 см) и их длина (по индивидуальному заказу до 4,20 м).
Деревянные шпалы не имеют ограничений по зонам укладки, их целесообразно укладывать, в первую очередь, на участках:
звеньевого пути, особенно с кривыми малых радиусов (менее 300 м), где необходимо уширение колеи до 1530— 1535 мм;
новостроек с нестабилизированным земляным полотном, особенно на вечномерзлых и болотистых основаниях;
подверженных пучению;
засоряемых (угольно-рудные, торфяные маршруты и т. п.)> где периодичность ремонтов пути, связанных с очисткой щебеночного балласта всего 2—3 года;
высокогрузонапряженных (свыше 80—100 млн ткм брутто/км в год), где применение бесстыкового пути с железобетонными шпалами является малоэффективным.
1.4.3. Железобетонные шпалы и брусья
Массовая укладка железобетонных шпал на отечественных железных дорогах была начата в 1959 г. и в настоящее время общее протяжение такого пути составляет 48,8 тыс. км, в том числе на главных путях МПС РФ 37,3 тыс. км или 30 % (на 01.01.96 г.).
На первом этапе отработки конструкции железобетонной шпалы были проведены широкие эксплуатационные испытания двухшарнирных трехблочных шпал, двухблочных с металлической соединительной поперечиной (таврового или трубчатого сечения) и цельнобрусковых шпал из предварительно напряженного железобетона. При этом варьировались способы армирования (стержневая, проволочная арматура), а также конструкции промежуточных скреплений.
Современная железобетонная шпала — цельнобрусковая из предварительно напряженного железобетона, армированная высокопрочной проволокой, должна соответствовать требованиям ГОСТ 10629—88 (введен с 01.01.90 г.) и ТУ 5864-019-11337151—95 (введены МПС РФ с 01.10.95 г.). Серийно выпускается промышленностью шпала типа Ш-1-1 для раздельного клеммно-болтового скрепления КБ (рис. 1.34).
При формовании железобетонной шпалы реализуются возможности придания шпале наиболее целесообразной формы, улучшающей ее работу под поездной нагрузкой по сравнению с прямоугольным параллелепипедом (деревянная шпала). Так, в соответствии с рис. 1.33, б наибольшие прогибы и давления на балласт имеют место у торцов железобетонной шпалы. Для компенсации этого неблагоприятного для балласта и шпал обстоятельства ширина подошвы уменьшена в средней части шпал (250 мм) и увеличена у торцов (300 мм, см. рис. 1.34).
Одновременно поперечное сечение шпалы имеет трапецеидальное очертание с шириной поверху 160—170— 182 мм, а понизу 250—300 мм. Такое развитие опорной поверхности у шпалы снижает давление на балласт и его деформации, особенно у краев балластной призмы, где сопротивление выдавливанию балласта наименьшее. При этом увеличивается сопротивляемость пути сдвигу в поперечном направлении и выбросу, что особенно важно для бесстыкового пути.
Продольное сечение железобетонной шпалы — переменное по ее длине с относительно малой жесткостью средней части цо сравнению с подрельсовыми сечениями. Увеличение высоты в этих сечениях достигнуто за счет утолщения слоя бетона над продольной арматурой; верхняя часть шпалы под поездной нагрузкой испытывает сжатие, а на сжатие хорошо работает даже не-армированный бетон. При этом одно-
45
Рис. 1.34. Железобетонная шпала типа Ш-1-1
временно достигаются следующие положительные эффекты:
рациональное предварительное обжатие бетона обеспечивается за счет того, что центр тяжести подрельсовых сечений выше, чем центр тяжести арматуры, а в средней части — наоборот. Благодаря этому максимальное предварительное обжатие бетона имеет место в зонах, растянутых под поездной нагрузкой: нижних — в подрельсовых сечениях и верхних — в середине шпалы;
изгибающий момент в междурельсо-вой средней части шпалы тем меньше, чем меньше ее изгибная жесткость.
Кроме того, в подрельсовых зонах устраиваются углубления (по 25 мм) с наклоном (1:20) для обеспечения поду-клонки рельсов (при плоских подкладках КБ), а также передачи боковых сил на бетон и улучшения работы заклад
ных болтов и нашпальных резиновых прокладок.
Следует отметить, что ГОСТ 10629—88 предусматривал выпуск шпал Ш-1 в двух вариантах с разными углами наклона упорных кромок подрельсовых площадок в шпалах величиной 55° (Ш-1-1) и 72° (Ш-1-2). Последний вариант реализовывался ранее при формовании подрельсовых углублений с помощью сборных алюминиевых закладных пластин; в настоящее время перешли к штампованным и цельносварным металлическим опалубкам с углом наклона упорных кромок 55°, при котором предотвращается опасность скола бетона при отпуске предварительного напряжения арматуры.
Следует отметить, что в процессе эксплуатации была установлена устойчивая тенденция сужения ширины рельсовой колеи на железобетонных
46
шпалах (до 4 мм и более), связанная с явлениями усадки и ползучести бетона из-за предварительно напряженной арматуры. Поэтому в шпалах, выпускаемых с 1996 г. по ТУ 5864-019-11337151—95 (МПС) расстояние между наружными упорными кромками увеличено до 2016 мм (по сравнению с 2012 мм на рис. 1.34 по ГОСТ 10629— 88); при этом расстояние от указанных кромок до оси закладных болтов увеличено до 48 мм (по сравнению с 47 мм), а общая длина подрельсовых углублений — до 406 мм (по сравнению с 404 мм).
Шпалы Ш-1-1 изготавливают из тяжелого бетона класса по прочности на сжатие В40 (М500). Марка бетона по морозостойкости должна быть не ниже F200 (Мрз200). Для бетона шпал применяются щебень (из природного камня или гравия) фракции 5—20 мм (или 5—25 мм по согласованию с потребителем).
В качестве арматуры шпал применяется стальная проволока периодического профиля класса Вр диаметром 3 мм. Номинальное число проволок в шпале 44, каждая из них натягивается с усилием 8,1 кН. Расположение проволок контролируется на торцах шпалы (см. сеч. А—А на рис. 1.34).
В зависимости от трещиностойкос-ти, точности геометрических параметров и качества бетонных поверхностей шпалы подразделяют на два сорта: первый и второй. Шпалы второго сорта предназначены для укладки на малодеятельных, станционных и подъездных путях и поставляются только с согласия потребителя. На верхней поверхности шпал при их формовании выштамповывается маркировка (рис. 1.35): товарный знак предприятия-изготовителя (на каждой шпале); год изготовления (две последние цифры) — не менее чем на 20 % шпал каждой партии. Кроме того, несмываемой краской наносится штамп ОТК и
Рис. 1.35. Маркировка железобетонных шпал:
/ — номер партии; 2 — товарный знак предприятия-изготовителя; 3 — год изготовления; 4 — знак шпалы второго сорта; 5 — знак некондиционной шпалы
47
номер партии на концевой части каждой шпалы.
На обоих концах шпал второго сорта наносят краской одну поперечную полосу шириной 15—20 мм, а на некондиционных шпалах — по две поперечных полосы.
Железобетонные шпалы изготавливают в металлических опалубочных формах. При наиболее распространенной и современной поточно-агрегатной технологии применяют многоместные формы, рассчитанные на 10 шпал (по пять шпал по длине в два ряда).
Натяжение проволочной арматуры производят до бетонирования с помощью гидравлических домкратов, установленных по концам формы. Бетонируют и пропаривают шпалы при натянутом состоянии арматуры. При этом шпалы разделяются друг от друга по длине формы с помощью разделительных диафрагм, через которые проходит продольная арматура. После схватывания бетона удаляют разделительные диафрагмы и съемные закладные детали для формования отверстий под закладные болты скрепления КБ. Затем усилия гидродомкратов, растягивающих арматуру, снимаются и бетон обжимается. После этого разрезают арматуру между шпалами и выформовыва-ют их.
Следует иметь в виду, что основная часть эксплуатируемых в пути железобетонных шпал была изготовлена по ранее действовавшему ГОСТ 10629—78 (типа ШС-1 и ШС-1у), конструкция которых была принципиально такой же, как и шпалы типа Ш-1-1 (см. рис. 1.34). Основное отличие заключается в отказе от применения пригруза при формовании шпал, с помощью которого обеспечивалось рифление ("вафельного" типа) подрельсовых частей шпалы и повышение низа средней части шпалы (на 10 мм). Это связано с тем, что воздействие пригруза приводило к временному искривлению напряженной проволочной арматуры, а затем, после снятия пригруза, — к ее выпрямлению с образованием пустот, ухудша
ющих сцепление проволок с бетоном. Кроме того, применение пригрузов существенно усложняло технологию изготовления шпал и снижало производительность заводов.
Исследования ВНИИЖТа (В. В. Серебрянников) и опыт эксплуатации показали достаточную выносливость и трещиностойкость шпал при надлежащем качестве их изготовления и содержания пути, а также достаточную устойчивость пути против продольных и поперечных сдвигов.
Многолетний опыт эксплуатации шпал брускового типа из предварительно напряженного железобетона показал их бесспорные достоинства по сравнению с деревянными шпалами:
увеличение межремонтных периодов благодаря долговечности шпал (до 30—50 лет);
повышенная (на 10—20 % по сравнению с деревянными шпалами) устойчивость бесстыкового пути против выброса;
стабильность ширины рельсовой колеи;
однородность упругих свойств по длине пути и плавность движения поездов (что важно для скоростных линий);
сохранение лесов.
Недостатки этих шпал заключаются в следующем:
повышенная (в 2—3 раза) жесткость пути на железобетонных шпалах, которую приходится снижать с помощью резиновых прокладок-амортизаторов;
электропроводность и необходимость применения недолговечных изолирующих деталей;
хрупкость и чувствительность к ударам;
низкая работоспособность железобетонных шпал в зоне рельсовых стыков (выход в 3—5 раз выше, чем в средней части рельсов);
большая масса (~265 кг), что затрудняет одиночную смену дефектных шпал и требует мощного кранового оборудования для укладки звеньев.
Железобетонные шпалы эффективны в следующих условиях:
48
1) в сочетании с бесстыковыми рельсовыми плетями (звеньевой путь с железобетонными шпалами — конструкция, неоправданная технически и экономически);
2) на линиях со скоростным движением пассажирских поездов (более 140 км/ч) благодаря высокой стабильности и равноупругости такого пути.
Следует иметь в виду, что переход от железобетонных шпал к деревянным (примыкание к кривым радиусом менее 300 м, стрелочным переводам и т. п.) осуществляют вне зоны рельсового стыка, для того чтобы "скачок" жесткости пути не совпадал с неровностью, неизбежной для стыков.
Сфера рационального применения железобетонных шпал в настоящее время существенно расширяется и в первую очередь за счет железных дорог Урала, Сибири и Дальнего Востока. Так, в 1997 г. начата укладка бесстыкового пути на железобетонных шпалах на Дальневосточной, Забайкальской, Красноярской и Сахалинской (пока только шпалы) железных дорогах, а с 1999 г. начнется укладка и на Восточно-Сибирской. Передовые дороги в выполнении работ по переводу пути на железобетонные подрельсовые основания (Московская, Октябрьская) довели выполнение плана капитального ремонта пути с укладкой железобетонных шпал до 90—95 %, что положительно сказалось на состоянии их шпального хозяйства и пути в целом.
В то же время на большинстве железных дорог, расположенных в благоприятных для применения железобетонных шпал климатических условиях, объемы их укладки при капитальном ремонте не превышают 50—60 % (1996 г.).
В связи с высокой стоимостью, дефицитностью и недолговечностью деревянных брусьев (стрелочных и мостовых) в последние годы все более широкое применение находят альтернативные подрельсовые основания из железобетона.
1.4.4. Сроки службы шпал
Расчетные или перспективные сроки службы деревянных шпал в годах для среднесетевых условий эксплуатации установлены Инструкцией по содержанию деревянных шпал, переводных и мостовых брусьев железных дорог колеи 1520 мм (ЦП/410) в зависимости от рода и пропитки древесины:
Сосновые, пропитанные маслянистыми антисептиками ....................19
Лиственничные, пропитанные маслянистыми антисептиками ..............18
Еловые, пихтовые и кедровые, пропитанные маслянистыми антисептиками ...17
Пропитанные водными антисептиками (вне зависимости от пород древесины) . . . 13,5
Для конкретных условий эксплуатации средние сроки служб шпал по нормам корректируются следующими коэффициентами:
Кр — коэффициент влияния массы рельсов на выход шпал, определяемый в зависимости от средней массы рельсов, кг/м;
Кг — коэффициент влияния грузонапряженности, определяемый в зависимости от грузонапряженности, млн т км/км брутто, ожидаемой на конец пятилетия;
/Скл — средний коэффициент влияния климатическо-географических условий на выход шпал.
В пределах каждой дороги коэффициент Ккл для конкретных отделений дороги, дистанций пути исходя из местных условий устанавливается начальником службы пути, но с таким расчетом, чтобы средний по дороге коэффициент Ккл соответствовал бы величине, установленной для данной дороги.
Фактический срок службы шпал на данный год
Тф = [(Ш + Шж- Шу) - (Ян - 0,5Рв)] / Шв, где Ш — общее число деревянных шпал, лежавших в пути на конец расчетного года, тыс. шт., Шж — число уложенных железобетонных шпал, тыс. шт. (новых и повторной укладки), при замене ими деревянных, тыс. шт., за последние 7 лет при среднем сроке
49
службы деревянных шпал на участке до 18 лет; Шу — число, на которое возросло количество лежащих в пути шпал за последние три года, тыс. шт.; Нн — число негодных шпал, лежащих в пути на начало рассматриваемого года, тыс. шт.; Рв — выход шпал в год по их расчетному сроку службы в пути, тыс. шт.; Шв — выход шпал по негодности в течение года, тыс. шт.
В свою очередь
Шу = Ш - Шт,
где Шт — общее число шпал в пути на конец года за три года до расчетного, для которого определяется фактический срок службы, тыс. шт.
Шв = Ш, + Нк - Н„, где Нк — число негодных шпал, лежащих в пути на конец рассматриваемого года, тыс. шт.; Ш3 — число замененных шпал, тыс. шт.
Ш, = Шд + Шжу,
где Шд — число деревянных шпал, уложенных за год, тыс. шт.; Шду — число, на которое возросло количество находящихся в пути железобетонных шпал, тыс. шт.
^жу — ^жк ~ ^жн1
где Шжк — число находящихся в пути железобетонных шпал на конец рассматриваемого года, тыс. шт.; Шжн — то же на начало года. тыс. шт.
Реальные сроки службы деревянных шпал несколько ниже нормативных и составляют при средней осевой нагрузке 15 кН/ось — 500 млн т брутто, по времени ~15 лет, а при высоких осевых нагрузках 250 кН/ось — 12 лет.
Основные причины выхода деревянных шпал и брусьев: механический износ, гниение и растрескивание. Они взаимосвязаны друг с другом.
Условия работы деревянных шпал и брусьев в балласте, особенно загрязненном, при переменной влажности способствуют развитию в них гнилостных грибков. Поэтому в железнодорожный путь укладывают только предварительно пропитанные антисептиками деревянные шпалы и брусья. Пропитка производится на специали-50
зированных шпалопропиточных заводах масляными антисептиками (каме-ноугольное и др. масла) под давлением 0,8—1,2 МПа. Во избежание развития трещин усушки после пропитки шпал и брусьев их предпропиточная влажность должна соответствовать минимальной эксплуатационной и не должна превышать 25 % для тундры и заболоченной тайги, 15 % для полупустыни и пустыни и 20 % для остальных климатических зон.
Качество пропитки древесины характеризуется глубиной пропитки и поглощением антисептика (8—10 кг на одну шпалу).
Основными мероприятиями по продлению срока службы шпал и брусьев являются:
1) укрепление концов от растрескивания. С этой целью обрезные шпалы и брусья укрепляют стяжными болтами с гайкой и двумя шайбами (устанавливаются на уровне 50—60 мм от подошвы и на расстоянии 120—150 мм от концов); необрезные шпалы и брусья стягивают обвязочной проволокой (диаметром 6—7 мм на расстоянии 120— 150 мм от концов); приоритетным и наиболее эффективным является укрепление концов шпал деревянными пропитанными винтами;
2) глубокая наколка древесины шпал для достижения практически сплошной пропитки в подрельсовых зонах (без наколки еловые шпалы пропитываются всего на 2—3 мм от поверхности, а наколотые — не менее глубины накола);
3) сверление отверстий для костылей (d = 12,7 мм, I = 130 мм) перед пропиткой шпал и брусьев. Это также обеспечивает увеличение сопротивления отжатию костылей в —1,5 раза, так как при забивке костылей без сверления отверстий волокна древесины разрушаются и отгибаются (до 45°).
Академия наук Беларуси в 1996 г. завершила разработку экологически чистой технологии пропитки древесины на основе водного антисептика, практически исключающей выброс
Таблица 1.8. Требования к старогодным железобетонным шпалам
Показатель Требования к группе годности
первой второй
Тип рельсовых промежуточных скреплений КБ Всех типов
Пропущенный по шпале тоннаж и срок ее службы с момента первой укладки Без ограничений Без ограничений
Поперечные трещины в бетоне Не допускаются Наибольшее раскрытие трещин до I мм без разрушения бетона
Продольные трещины в бетоне Не допускаются Наибольшее раскрытие трещин до 3 мм без разрушения бетона
Отколы бетона:
на кромках подрельсовых площадок Допускаются длиной ие более 30 мм и глубиной не более 10 мм Допускаются длиной не более 100 мм и глубиной не более 30 мм
на прочих кромках шпалы Допускаются длиной не более 100 мм и глубиной не более 30 мм без обнажения арматуры Допускаются длиной не более 300 мм и глубиной не более 60 мм
рабочих кромок в отверстиях для закладных болтов Не допускаются Допускаются
Непрямолинейность подрельсовой площадки Не более I мм Не более 5 мм
Толщина закладной шайбы в месте контакта с головкой закладного болта Не менее 4 мм Не менее 2 мм
вредных веществ в окружающую среду, внедрение которой осуществляется на Тихорецком заводе Северо-Кавказской ж. д.
Для уменьшения механического износа деревянных шпал и брусьев эффективно применение прокладок (из резинового регенерата, кордонита, гомбелита) под металлическими подкладками скреплений ДО или КД. Такие прокладки уменьшают износ шпал под подкладками в 4—6 раз.
Нормативные сроки службы железобетонных шпал на дорогах нашей страны пока не регламентированы. Предварительное обобщение опыта применения железобетонных шпал дает основание считать, что наработка тоннажа при рельсах Р65 со скреплением КБ составляет не менее 2000 млн т брутто. Общий выход железобетонных шпал в дефектные при всех
видах ремонта и текущем содержании не превышает 5—6 % после пропуска 1,0 млрд т брутто. При этом примерно 60 % дефектов шпал связано с эксплуатацией пути, а 40 % — с изготовлением шпал.
На малодеятельных линиях реальный срок службы железобетонных шпал — до 50 лет.
Большое экономическое значение имеет широко применяемая на сети дорог система перекладки старогодных железобетонных шпал (табл. 1.8), снятых с путей 1—2 класса при капитальном ремонте, на пути 3—4 класса и станционные с укладкой старогодных рельсовых плетей бесстыкового пути.
Описание блочных железобетонных подрельсовых оснований, применяемых на мостах (плиты БМП) и в тоннелях (малогабаритные рамы МГРТ) приведено ниже в п. 1.7.
51
1.5. БАЛЛАСТНЫЙ СЛОЙ
1.5.1. Назначение и требования, предъявляемые к балластному слою
На железных дорогах применяются два принципиально различных типа железнодорожного пути: с балластным слоем и безбалластный.
Сферы рационального применения пути без балластного типа ограничиваются недеформируемым нижним стро-ение'м пути — искусственными сооружениями (металлические мосты, преимущественно большие, тоннели, эстакады, см. ниже п. 1.7).
На отечественных железных дорогах общего пользования с грунтовым земляным полотном (более 99 % протяжения пути) верхнее строение пути с балластным слоем является единственной конструкцией, применяемой как по техническим, так и экономическим показателям. Балластный слой, устраиваемый из сыпучих материалов, — один из важнейших элементов верхнего строения железнодорожного пути. Он обеспечивает вертикальную и горизонтальную устойчивость пути под воздействием поездных нагрузок и изменяющихся температур. От конструкции и качества балластного слоя зависят общее состояние железнодорожного пути, уровень допускаемых скоростей движения поездов, сроки службы всех элементов верхнего строения пути (рельсов, скреплений, шпал), затраты на текущее содержание пути и вся система его ремонтов.
Балластный слой должен:
воспринимать давление от шпал (брусьев на стрелочных переводах) и распределять его практически равномерно на возможно большую площадь земляного полотна;
обеспечивать стабильное проектное положение рельсошпальной решетки в процессе эксплуатации;
обеспечивать возможность выправки пути в профиле и плане за счет бал
ластного слоя (подбивкой, рихтовкой) для компенсации неизбежных остаточных деформаций;
быстро отводить воду из балластной призмы и с основной площадки земляного полотна, препятствовать переувлажнению и пересыханию верхнего слоя грунта земляного полотна, потере им несущей способности (весной) и пучению (зимой);
участвовать в формировании оптимальной упругости подрельсового основания, особенно при железобетонных шпалах;
иметь низкую электропроводность, обеспечивающую нормальную работу рельсовых цепей автоблокировки вне зависимости от погодных условий.
1.5.2. Балластные материалы
Общие сведения. Балластные материалы по происхождению, размерам частиц, их форме и способам обработки разделяются на щебеночные, асбестовые1, гравийные и песчано-гравийные. Ранее применялись также песчаный и ракушечные балласты.
Балластные материалы, удовлетворяющие установленным техническим требованиям и нормам, используются для укладки в путь либо непосредственно из карьеров (гравийные и песчано-гравийные) или отвалов (асбестовый балласт), либо после обработки на специализированных заводах, которая заключается в дроблении скальных пород или валунов до установленных размеров, отсеивании мелких и загрязненных частиц, промывке и добавлении дробленых частиц (щебеночный балласт).
1 В ТУ 32 ЦП-782—92 асбестовый балласт назван смесью песчано-щебеночной из отсевов дробления серпентинитов для балластного слоя железнодорожного пути.
52
К балластным материалам предъявляются различные, порой противоречивые требования:
быть твердым и прочным (износостойкость) и одновременно упругим (амортизационная способность);
быть достаточно крупным (стабильность положения рельсошпальной решетки) и одновременно мелким (ровная опорная поверхность под шпалами);
иметь зерна формы, близкой к кубической (улучшается износостойкость зерен и распределяющая способность призмы, но одновременно снижается ее общая несущая способность: призма "расползается" под нагрузкой);
содержать зерна вытянутой формы (лещадные или игловатые), прошивающие и расклинивающие балластный слой (повышается устойчивость призмы), но одновременно имеющие повышенную ломкость под нагрузкой (растут осадки).
Щебеночный балласт. В соответствии с ГОСТ 7392—85 для балластировки главных путей железных дорог общего пользования применяется щебеночный балласт фракций 25—60 мм*.
Щебень из природного камня получают дроблением горных пород. В зависимости от вида исходной горной породы щебень может изготовляться: из скальных пород (100 % дробленых частиц); из валунов и гравия (дробленых зерен не менее 50 % по массе).
К щебню предъявляются требования по следующим показателям:
по зерновому составу — количество зерен крупнее верхнего номинального размера (60 мм) от 60 до 70 мм ограничивается 5 % по массе, а свыше 70 мм — не допускается; зерен мельче нижнего номинального размера (25 мм) не более 5 %, в том числе частиц размером менее 0,16 мм — 1,5 % по массе;
по прочности — в качестве этого показателя принята истираемость (по
* Ранее для балластировки главных путей применялся также щебень фракций 25—50 мм и 25—70 мм.
теря в массе, %, при испытании в полочном барабане типа шаровой мельницы) или сопротивление удару (в условных единицах при испытании на копре ПМ). Для балластного слоя путей 1—3-го классов должен применяться только щебень твердых пород марки И20 (буква "И" — истираемость, цифра — 20 % потери по массе) или У75 (буква "У" — удар, цифра — условные единицы по копровым испытаниям). На путях 4—5-го классов может применяться щебень средней твердости марки И40 или У50;
по содержанию зерен слабых пород — допускается не более 10 % по массе зерен с пределом прочности при сжатии в водонасыщенном состоянии менее 20 МПа;
по содержанию примесей — не допускается содержание глины в комках, почвы растительного слоя и других органических примесей;
по морозостойкости — в зависимости от количества циклов попеременного замораживания и оттаивания образцов щебня без разрушения щебень подразделяют на марки (ГОСТ 8267—82) Мрз50 или Мрз25 (с разрешения МПС РФ).
Электроизоляционные свойства щебня характеризуются величиной электрической проводимости насыщенного раствора, образованного при растворении измельченного щебня в дистиллированной воде.
Щебеночный балласт, приготовленный из прочных магматических пород [граниты, габбро, диориты, сиениты (глубинные породы), диабазы, базальты (излившиеся породы)] является лучшим из современных балластных материалов благодаря долговечности, высокой сопротивляемости осадкам шпал и их смещениям в горизонтальной плоскости, хорошим дренирующим, упругим и электроизоляционным свойствам щебеночной призмы. В то же время применение на ряде участков эксплуатируемых линий щебня низкого качества из слабых осадочных пород (известняки, доломиты, песчаники),
53
Таблица 1.9. Требования к зерновому составу гравийного н гравийно-песчаного балластов
Вид балласта Полный остаток частиц на ситах. % по массе, пои оазмепе ячеек, мм
100 60 25 5 0,63 0,16 До 0.16
всего в том числе пылеватых, глинистых
Гравийный 0 До 10 — 40-80 70—100 90—100 До 10 До 2
Г равийно-песчаный 0 0 До 20 До 50 35—100 85—100 До 15 ДоЗ
особенно при железобетонных шпалах, неэффективно из-за быстрого износа и измельчения такого щебня, потери им дренирующих свойств, образования выплесков. По этой причине укладка в балластную призму на путях 1—3-го классов смешанного щебня различных пород и прочности не допускается.
В настоящее время введены дополнительные требования к щебню балластировки путей 1—3 классов, в том числе по содержанию плоских частиц, частиц со сверхнормативными размерами и др., также введена обязательная проверка гранулометрического состава щебня на базах путевых машинных станций.
Асбестовый балласт. В соответствии с ТУ 32 ЦП-782—92 для балластировки главных путей всех классов1 и станционных путей может применяться смесь песчано-щебеночная из отсевов дробления серпентинитов. Это рядовые, не-обогащенные отходы асбестового производства концерна "Асбест" (Баженовское месторождение асбеста). Зерновой состав смеси при пропуске ее через контрольные сита должен находиться в следующих пределах:
Размер отверстий сит, мм........ 25 10 5 0,5
Полные остатки на
ситах, % по массе . До 20 До 60 3—75 40—95
Зерна серпентинита размерами от 5 до 10 мм испытываются на прочность (истираемость) и морозостойкость и должны иметь марки: ИЗО (потеря массы в полочном барабане до 30 %) и Мрз25 (25 циклов замораживание— оттаивание). Кроме того, в смеси не
1 Применение асбестового балласта в верхнем слое балластной призмы на скоростных линиях (v > 140 км/ч) не допускается.
54
должно быть кусков глины, почвы и других примесей.
В асбестовом балласте ("смеси..." по ТУ 32 ЦП-782—92) благодаря волокнам асбеста после увлажнения и уплотнения между зернами горной породы образуются прочные структурные связи, а по поверхности призмы — корка, непроницаемая для атмосферной воды и засорителей.
В 70—80-х годах имело место широкое применение асбестового балласта, укладка которого считалась рациональной повсеместно, даже при дальности возки 2—3 тыс. км и более. Значительная часть протяжения главных путей (~1/3) оказалась уложенной на асбестовом балласте. В настоящее время работоспособность этого балласта на многих участках пути оказалась исчерпанной из-за его предельного загрязнения. Такой балласт приходится вырезать и заменять щебеночным.
Асбестовый балласт нельзя считать перспективным материалом для балластировки главных путей по следующим причинам:
1) очистка и его повторное использование в пути (в отличие от щебня) невозможны, необходимы трудоемкие вырезка и вывозка загрязненной смеси;
2) при большом количестве пылеватых частиц (менее 0,16 мм более 10 %), а также при недостаточном содержании волокон асбеста (менее 1 %) и толщине под шпалой менее 20 см асбестовый балласт работает неудовлетворительно;
3) необходимость захоронения огромных объемов загрязненного асбестового балласта, отслужившего свой
срок и вырезаемого из пути при капитальном ремонте с заменой щебнем, представляет серьезную экологическую проблему;
4) санитарные нормы требуют, чтобы все виды работ с асбестовым балластом (погрузка—выгрузка, укладка в путь, подбивка) производились с обязательными мероприятиями, направленными на снижение его пыления, которые трудно и редко осуществимы на практике (между тем вдыхание мелких волокон асбеста опасно для здоровья людей).
В связи с изложенным применение асбестового балласта в последние годы ограничивается участками пути с интенсивным засорением сыпучими грузами, а также в зоне месторождения (Урал).
Гравийный и гравийно-песчаный балласт. В соответствии с ГОСТ 7394— 85 гравийный и гравийно-песчаный балласт применяется на станционных, подъездных и соединительных путях, а также в качестве подушки под все виды балластов (щебеночный, асбестовый); допускается также балластировка главного пути 4-го класса.
В зависимости от зернового состава природной песчано-гравийной смеси, образовавшейся в результате естественного разрушения горных пород, балласты подразделяют на гравийный и гравийно-песчаный (табл. 1.9).
Содержание кварцевых зерен и зерен прочных горных пород в песчаной части балласта (фракции рамером от 0,16 до 5 мм) должно быть не менее 50 % от массы этих фракций. Содержание зерен слабых горных пород (с пределом прочности при сжатии менее 20 МПа в водонасыщенном состоянии) в гравийной части балласта (более 5 мм) не должно превышать 10 % от общей массы этих фракций.
Песок, используемый для песчаной подушки, должен быть дренирующим и иметь коэффициент фильтрации кф > 0,5 м/сут.
Следует отметить, что от качества и состояния балластного слоя зависит интенсивность роста остаточных деформаций пути и объемы выправоч-ных работ. В то же время на россий
ских дорогах именно балластный слой является наиболее запущенным элементом верхнего строения пути. Причиной этого является низкое качество очистки балласта и нарушения ГОСТа на новый щебень (в основном по содержанию фракций менее 25 мм). В передовых странах осуществляется даже промывка щебня перед укладкой в путь.
1.5.3. Поперечные профили балластной призмы
Конструкции балластной призмы. По конструкции различают балластные призмы: однослойные (из любых балластных материалов, кроме щебеночного); двухслойные (щебеночный и асбестовый балласты поверх песчаной или грав"ийно-песчаной подушки); трехслойные (асбестовый балласт поверх щебеночной призмы на песчаной подушке).
Назначение балластной (обычно песчаной) подушки: предотвращать засорение щебня грунтом основной площадки земляного полотна; предохранять грунт от разжижения (весной), пересыхания и растрескивания (летом).
Типовые поперечные профили балластной призмы на прямых и кривых участках пути приведены на рис. 1.36— 1.38, а размеры призмы в табл. 1.10.
Уклон откосов призмы должен быть не круче 1:1,5, а песчаной подушки 1:2.
При любой конструкции балластной призмы (независимо от числа слоев) суммарная толщина балласта под шпалой должна быть достаточной во избежание пластических деформаций грунта основной площадки земляного полотна. При однослойной призме общая толщина балласта под шпалой должна быть не менее суммы толщины балластной подушки (20 см) и соответствующей каждому классу пути толщине балласта под шпалой (см. табл. 1.11).
При трехслойной балластной призме толщина слоя асбестового балласта под шпалой во всех случаях должна
55
Рис. 1.36. Поперечные профили балластной призмы из щебня на песчаной подушке для тяжелого типа верхнего строения пути на однопутных участках:
а, б — соответственно в прямых и кривых на деревянных шпалах: в. г — то же на железобетонных шпалах: h — возвышение наружного рельса; I — щебень; 2 — песок
56
Рис. 1.37. Поперечные профили балластной призмы из щебня.на песочной подушке для тяжелого типа верхнего строения пути на двухпутных участках:
а. 6 — соответственно в прямых и кривых на деревянных шпалах; в, г — то же на железобетонных шпалах: А — уширение междупутья в кривых; h — возвышение наружного рельса: / — щебень: 2 — песок
57
a)
Ж
0,35
1:, 7-2
0,75
7,50 M
4.10
<F
X
......
»У»!»:»М»М»М>М»ЫОТ>Ы*Т«Ы>Т»Т<М-1»М>Ы<Т*М«М*М*!«М>ТФМ<М>М»Ы»ЬЫ»Т»1*1*ПМ>М*1^
0,35
7 .2
7 ,3
Рис. 1.38. Поперечные профили балластной призмы:
а — из щебня с покрывающим слоем из асбеста на песчаной подушке для нормального типа верхнего строения пути; б — из асбеста на песчаной подушке для нормального типа верхнего строения пути; 1 — асбест; 2 — щебень;
3 — песок; А — уширение междупутья в кривых; h — возвышение наружного рельса
быть 20 см, а толщина щебеночного слоя определяется соответствующим размером, взятым из табл. 1.10 и уменьшенным на фактическую толщину асбестового слоя. В табл. 1.11 нормы толщины балласта указаны в плотном состоянии.
При укладке щебеночного балласта должен предусматриваться запас на его осадку при уплотнении на 15—20 %, а асбестового балласта на 25—35 %.
Отступления от установленных размеров балластной призмы для всех классов пути должны быть не более: по толщине слоя +5, -0 см (с плавным переходом на длине не менее 10 м); по толщине подушки +10, -0 см (с плавным переходом на длине не менее
20 м); по ширине плеча ±3 см; по крутизне откоса +0,1 (по заложению).
Поверхность балластной призмы в прямых участках планируют горизонтально, а в кривых — в соответствии с возвышением наружного рельса. На двухпутных линиях при возвышении наружных рельсов до 100 мм допускается планировка балластной призмы без устройства уступа в междупутье. При габаритных ограничениях, а также при возвышении наружного рельса на одном из путей более 100 мм, принимают ступенчатое очертание балластной призмы в междупутье.
Планировка поверхности асбестового балласта должна обеспечивать сток воды с пути и междупутий.
Таблица 1.10. Основные размеры, см, балластной призмы в зависимости от класса пути
Класс пути Наименьшая толщина балласта в подрельсовой зоне под шпалами (по внутренней нити в кривых) Толщина балластной подушки Наименьшая ширина
деревянными железобетонными плеча призмы обочины земляного полотна
1, 2 35 40 20 45 50
3 30 35 20 35 45
4 25 30 20 25 40
5 15 20 20 25 40
58
Во всех случаях между подошвой рельсов и поверхностью балластного слоя должен быть просвет, так как он необходим:
для обеспечения нормальной работы рельсовых цепей автоблокировки;
для предотвращения выхода рельсов из реборд подкладок из-за напрес-совки снега и льда под подошвой, а также пучения в шпальных ящиках;
для удобства выправки положения рельсов по высоте с помощью регулировочных прокладок в узлах скреплений.
В связи с этим верх балласта должен быть ниже на 3 см верхней постели деревянных шпал и в одном уровне с верхом средней части железобетонных шпал.
Работа балластного слоя. Остаточные деформации балластного слоя происходят из-за постепенного уплотнения за счет переупаковки зерен балласта под вибрационным воздействием путевых машин (ВПО, ВПР) и поездной нагрузки, а также окола граней и абразивного износа частиц. После предельного уплотнения балласта его остаточные деформации происходят за счет выдавливания частиц (в шпальные ящики, за торцы шпал, в песчаную подушку).
Неравномерные осадки пути происходят из-за неодинаковых давлений в различных сечениях пути в продольном и поперечном направлениях. В этой связи правильный выбор зернового состава балласта и основных размеров балластной призмы (толщины под шпалой, ширины плеча за торцами шпал, крутизны откоса призмы) играют определяющую роль в технико-экономических показателях работы пути в целом.
Сопротивляемость балластного слоя сдвигу (тс) обусловлена наличием внутреннего трения (характеризуется коэффициентом внутреннего трения/= zgtp, где ф — угол внутреннего трения) и зацеплением зерен балласта (характеризуется удельным зацеплением с).
тс = с +/ст, где ст — нормальное вертикальное напряжение в балластном слое от поездной нагрузки и собственного веса верхнего строения пути.
Таблица 1.11. Сопротивляемость сдвигу различных балластных материалов
Род балласта Зерновой состав, мм Показатели при статическом загружении
Ф. град с, МПа
Щебеночный 25—70 50 >0,02
25-60 47 >0,02
25—50 45 >0.02
25—40 42 >0,02
5-25 40 <0,02
Асбестовый По ТУ 32 ЦП-782—92 45—50 >0,02
Гравийный По ГОСТ 7394—85 35—37 <0,02
Песчаный По ГОСТ 7394—85 25—35 <0.02
При небольшой крупности зерен и их гладкой поверхности, например, у песка (особенно у речного по сравнению с горными песками) коэффициент внутреннего трения и силы удельного зацепления зерен между собой недостаточные. Поэтому зерна песка перемещаются даже при незначительных вибрационных воздействиях, т. е. предельно допускаемые напряжения оказываются небольшими. Одновременно распределяющая способность песчаного балласта, оцениваемая по углу передачи давлений к вертикали (менее 30°), а также сопротивляемость сдвигу шпал в горизонтальной плоскости (поперек и вдоль пути) значительно ниже, чем у щебня. Эти свойства исключают возможность применения бесстыкового пути при песчаном и аналогичных ему легких балластах.
Из приведенных в табл. 1.11 экспериментальных данных следует, что с увеличением крупности зерен щебня увеличивается несущая способность балласта, растут углы передачи давления на основную площадку земляного полотна.
Однако у щебня фракций 25—70 мм (широко применявшегося до 1991 г.) крупность зерен чрезмерна, что затруд
59
няет создание ровной опорной поверхности под шпалами. В результате вместо равномерного опирания шпал на балласт происходит передача давления на отдельные крупные камни. Это вызывает концентрацию напряжений, превышающих предельно допускаемые для щебеночного балласта. Наличие крупных камней (60—70 мм) в балластном слое увеличивает неравномерность упругих и остаточных осадок пути (особенно при железобетонных шпалах) по сравнению со стандартным щебеночным балластом фракций 25— 60 мм (ГОСТ 7392—85).
Напряженное состояние и деформи-рованность поверхности балластной подушки и основной площадки земляного полотна зависят от толщины щебеночного слоя, общей толщины балласта вместе с песчаной подушкой, а также от материала шпал.
При небольшой толщине щебня (менее 20 см) на контакте с балластной подушкой образуются различно напряженные зоны: напряжения под шпалой могут в 3—5 и более раз превышать напряжения в шпальном ящике. Это приводит к выпиранию материала подушки в шпальных ящиках и у торцов шпал и к продавливанию щебня в подушку непосредственно под шпалами. В результате исследований (ВНИИЖТ) установлено, что деформаций поверхности песчаной подушки не происходит при толщине щебня более 30 см под железобетонными шпалами и более 25 см под деревянными шпалами. Эта разница связана как с различием общей упругости этих подрельсовых оснований (путь на деревянных шпалах более упругий, чем на железобетонных в 2—3 раза), так и с характером изгиба самих шпал: при деревянных шпалах давление распределяется более равномерно. Поэтому при недостаточной толщине слоя щебня повышенные напряжения под железобетонными шпалами приводят к большим деформациям на контакте с песчаной подушкой. Кроме того, деревянные шпалы имеют существенно
большие демпфирующие свойства, чем железобетонные, и являются лучшими гасителями колебаний при передаче их на балласт.
Установлено также, что выравнивание давлений от шпал при проходе поездов происходит на глубине более 50—60 см от их подошвы. Этим лимитируется минимальная общая толщина балластной призмы.
От ширины плеча балластной призмы прямо зависят как сопротивляемость поперечному сдвигу рельсошпальной решетки, так и стабильность пути в вертикальной плоскости. Так, на пути с шириной плеча призмы 45 см объемы выправочных работ меньше на ~ 1/3, чем с шириной плеча 25 см.
На скоростных линиях (141— 200 км/ч) толщина щебня (марки И 20) под шпалой должна быть не менее 40 см, а ширина плеча балластной призмы — не менее 45 см.
Средние отступления по уровню рельсовых нитей возрастают до 10— 15 мм из-за чрезмерного загрязнения балластного слоя. При этом может возникнуть необходимость в ограничении скоростей движения поездов.
1.5.4. Сроки очистки и пополнения балластного слоя
Загрязненность балластного слоя характеризуется двумя показателями:
количеством накопившихся в балластном слое засорителей и загрязнителей в процентах по отношению к его объему;
количеством выплесков, т. е. количеством шпал в процентах на I км пути, где балласт потерял фильтрационную способность и устойчивость.
Засорение и загрязнение щебня происходит по двум причинам:
в результате истирания (износа) щебня в процессе работы его в пути под поездной нагрузкой, а также при уплотнении пути подбивкой;
в результате засорения и загрязнения щебня частицами перевозимых
60
грузов, пылью, приносимой ветром и водой.
Объемный вес засорителя и загрязнителя в этом случае отличается от объемного веса щебня. Засорение и загрязнение щебня реализуется за счет постепенного заполнения порового пространства.
Для щебеночного балласта засорителями считаются фракции от 0,1 мм до 25 мм, а загрязнителями — фракции менее 0,1 мм, угольные, глинистые и другие примеси. При этом загрязнители наиболее резко снижают несущую способность и сопротивляемость сдвигу балластной призмы, вызывая расстройство пути. По этой причине установлены различные нормы максимально допустимого засорения щебеночного балласта — 35 % (от объема пор), а загрязнения — 15 %.
Очевидно, что аккумулятивная способность балластного слоя по накоплению засорителей может быть меньше или (в предельном случае) равна его пустотности, т. е. объему пор в слое, составляющей по данным экспериментов 39—40 % (уплотненный без дробления щебень) и 33—34 % (с 2 %-ным дроблением). Поэтому объемное максимально допустимое засорение принято 35 %.
Если загрязнителями являются легкоподвижные, ' мелкосыпучие материалы (угольная и рудная пыль, металлические опилки тормозных колодок), то они просыпаются в поры нижних слоев балластной призмы и к моменту загрязнения щебня в шпальных ящиках в верхних слоях вся призма оказывается засорена полностью.
Если основным засорителем является торф (более крупные и менее сыпучие частицы), то засорители заполняют поры верхних слоев (до 10 см ниже подошвы шпал), оставляя засорение нижележащих слоев меньше допустимого.
Фактическая загрязненность балластной призмы определяется следующим упрощенным методом:
1) на каждом перегоне выбираются для обследования по 2—3 км, на которых отбирают не менее трех проб на наиболее загрязненных пикетах;
2) пробы щебня в состоянии естественной влажности отбирают в шпальных ящиках от концов шпал до рельсов на глубину до балластной подушки;
3) определяется общая масса пробы (Ро), включающая массу щебня (Рщ) и засорителей (Р3), т. е. Ро = Рщ + Р3, где Р3 — масса части пробы, прошедшей через сито с отверстиями 25 мм;
4) определяется весовая загрязненность щебеночного слоя (Сзр, %) как отношение
С’р = У=р-7Т,00; (11)
Го 'ur'i
5) определяется средний процент загрязнения по километру, затем — по перегону и заносится в технический паспорт дистанции пути.
Следует учитывать, что нормируется объемная концентрация засорителей и загрязнителей, а на практике определяется весовое содержание засорителей (см. формулу 1.1). Взаимосвязь между этими показателями при различных соотношениях объемных весов щебня (ущ) и засорителей (у3) имеет вид:
Сзр = -Дг-Ю0, (1.2)
С +-^
3 Уз
где С3 — объемное содержание засорителей (принимается в долях единицы).
Результаты расчетов по формуле (1.2) приведены для наглядности в табл. 1.12.
В приближенных расчетах период засорения балластного слоя (Т, млн т
Таблица 1.12. Взаимосвязь между весовым и объемным содержанием засорителей в шебие
Соотношение объемных весов щебня и засорителя (Yu/Yj) Весовое содержание засорителей С,р. %, прн нх объемном содержании С,, доли единицы
0.15 0.25 0.35
0.8 16 23 30
1,0 13 20 26
1,2 11 17 23
L4 _10... -15— 20
61
Таблица 1.13. Удельная интенсивность засорения (по весу) щебеночного балласта С„, %/1 млн т брутто (путь звеньевой, рельсы Р65 длиной 25 м, шпалы деревянные)
Прочность щебня (марка) Глубина слоя от подошвы шпал h, см
10 20 25
Твердые породы (ИЗО) 0.24 0,14 0,12
Породы средней твердости (И40) 0,42 0,23 0,19
брутто) может быть определен по формуле:
Т=^Кб, (1.3)
со
где Сзр — допустимое весовое загрязнение, % (Сзр = 35 %); Со — удельная весовая интенсивность засорения, %, приходящаяся на 1 млн т брутто пропущенного груза; определяется из экспериментальных данных по сети железных дорог (табл. 1.13); —
коэффициент, учитывающий влияние конструкции верхнего строения пути.
Так, уменьшение количества рельсовых стыков — фактор благоприятный. В то же время железобетонные шпалы (бесстыковой путь) по сравнению с деревянными (звеньевой путь) значительно ускоряют износ и измельчение щебня. Поэтому К5 = 1,0 для звеньевого пути на деревянных шпалах и = =0,92 для бесстыкового пути на железобетонных шпалах (в среднем).
Пример. Требуется определить сроки между прочистками щебеночного балласта (марки И20) на участке звеньевого пути с рельсами Р65 на деревянных шпалах при среднесетевой грузонапряженности То- 21 млн т-км брутто/км в год.
Примем: С3 = 0.35 (объемное засорение), тогда Сзр = 30 % (весовое засорение, см. табл. 1.13 при у щ/у з = 0,8); Со = 0,24 при h = 10 см и Со = 0,12 при Л = 25 см (см. табл. 1.13)
Периоды засорения щебня составят при вариантах глубины очистки ниже подошвы шпал:
I вариант:
30
h = 10 см. Т= 1,0 = 125 млн т брутто;
II вариант:
й = 25 см. Т= 1,0 = 250 млн т брутто.
Сроки между очистками щебня:
I вариант:
, , Т 125 ,
й = 10 см. Гб = т=- = “гг « 6 лет;
1 о **
II вариант:
, 230
й = 25 см. Гб = = 12 лет.
Очевидно, что каждая очистка щебеночного балласта должна характеризоваться двумя взаимосвязанными параметрами: пропущенным тоннажем, млн т брутто, и глубиной очистки щебня ниже подошвы шпал, см. В зависимости от глубины очищенного слоя можно разработать различные схемы очистки в период между усиленными капитальными и капитальными ремонтами пути и выбрать оптимальную. При этом глубина очистки должна быть такой, чтобы засорение балласта происходило в период между ремонтами пути. На линиях 1—2-го классов глубина полной очистки щебня должна быть не менее 25 см ниже уровня подошвы шпал.
Результаты конкретного расчета периода засорения щебеночного балласта (см. формулу 1.3) полезно сопоставить со среднесетевыми нормами периодичности очистки щебня, приведенными для звеньевого пути различных категорий в зависимости от толщины слоя очищенного щебня (табл. 1.14).
Для перехода к нормам для бесстыкового пути можно воспользоваться коэффициентом = 0,92 (см. формулу 1.3). По мере роста скоростей движения и осевых нагрузок межремонтные сроки очистки щебня уменьшаются.
Наряду с нормативным допускаемым засорением (35 % по объему) или загрязнением щебня (15 % по объему) в качестве второго основного критерия назначения среднего ремонта путей 1— 4-го классов принимают количество шпал с выплесками на 1 км, которые не устранены при текущем содержании пути (табл. 1.15).
На участках пути с неустойчивой основной площадкой земляного полотна при недостаточной толщине балластной подушки, а также при проник-
62
Таблица 1.14. Среднесетевые нормы периодичности очистки шебия твердых пород марки И20 для звеньевого пути, млн т брутто
Толщина слоя очи- Категории путей
щенного щебня, см 7 6 5 4 3 2 1
Скорость грузовых поездов, км/ч
20 30 >40 >50 >60 >70 >80
ю 210 180 170 160 150 140 130
20 — 310 290 270 250 230 210
30 — 410 380 350 330 310 280
40 — 490 450 420 390 360 330
50 — 540 500 470 430 410 370
Таблица 1.15. Предельно допустимое количество выплесков на 1 км пути перед средним ремонтом, %
Конструкция пути Классы путей
1—2 | 3 4
Группа и категория путей
Al—А5 Б1—Б4 B1-B3 Г1.Г2, Д| А6, Б5. Б6. B4. B6 ГЗ, Г4. Д2. Д4 Г5, Гб, Д5. прн-емоотправочные пути
Звеньевой 4 5 7 9 9 10 10
Бесстыковой 3 4 6 8 8 — —
новении мелких частиц в нижние слои щебеночного балласта с образованием выплесков производят усиление балластной призмы либо с помощью широко применяемого геотекстиля (один-два слоя по всей ширине подошвы балластной призмы), либо с помощью прослойки из пенополистирольных плит. Такие плиты (с пределом прочности 0,4 МПа, толщиной 40—50 мм) укладывают также при толщине бал
ластного слоя менее нормативной в стесненных условиях (высокие пассажирские платформы, устои мостов и т. п.) и для ликвидации пучин. Минимальная толщина балластного слоя — 30 см от подошвы шпал до верха плитной прослойки. Она должна укладываться на спланированную и уплотненную поверхность старого балласта с уклоном 0,04 в полевую сторону симметрично оси пути.
1.6. БЕССТЫКОВОЙ ПУТЬ
1.6.1. Назначение, общие сведения
Стык рельсов — самое напряженное и слабое место в пути. Назначение бесстыкового пути — ликвидация или сведение к минимуму числа рельсовых стыков. Это одно из наиболее эффективных средств усиления пути.
Идея бесстыкового пути была выдвинута русским инженером И. Р. Сте-цевичем еще в 1903 г. Однако из-за от
сутствия надежных способов изготовления рельсовых плетей и слабого верхнего строения пути первые опыты были осуществлены лишь 30 лет спустя. Первые бесстыковые плети длиной 477 м, сваренные термитной сваркой, были уложены на ст. Подмосковная (бывшая Калининская ж. д.).
В 1935 г. бывшим научно-исследовательским институтом пути совместно с МИИТом были выполнены первые
63
опыты по искусственному выбросу бесстыкового пути. После войны работы над созданием бесстыкового пути были возобновлены и в 1949 г. на бывшей Томской ж. д. уложена опытная конструкция М. С. Боченкова с саморазрядкой температурных напряжений и с уравнительными приборами по концам плетей. Затем на железных дорогах: Московской (1956 г.), Белорусской (1957 г.), Юго-Западной (1958 г.), Октябрьской (1959 г.) была уложена такая же конструкция бесстыкового пути, но уже с сезонными уравнительными рельсами по концам плетей типа Р50.
Промышленное освоение электро-контактной сварки рельсов типа Р65 и изготовление раздельных промежуточных скреплений для железобетонных шпал позволило отказаться от сезонных разрядок напряжений и перейти к широкому внедрению (с 1960 г.) наиболее экономичной и прогрессивной конструкции бесстыкового пути температурно-напряженного типа.
Бесстыковой путь нашел широкое распространение на отечественных и зарубежных железных дорогах (особенно США, Японии, странах Западной Европы). В СССР (на 01.01.90 г.) эксплуатировалось 62,6 тыс. км бесстыкового пути, из них 59 тыс. км — на главных линиях; в Российской Федерации (на 01.01.98 г.) — около 37 тыс. км (или 29,3 %) бесстыкового пути при темпах укладки ~2,0 тыс. км в год. На отдельных дорогах, например Московской, уложено 8,4 тыс. км (61,4 %) бесстыкового пути, на Октябрьской — 6,2 тыс. км (47,5 %).
В результате многолетних исследований и опыта эксплуатации установлены бесспорные достоинства бесстыкового пути:
1) снижение основного удельного сопротивления движению поездов и, в связи с этим, экономия топлива и электроэнергии на тягу (до 12—15 % или ~7,0 млн кВт ч и ~3,9 тыс. т дизельного топлива на 1000 км в год);
2) продление сроков службы верхнего строения пути. Так, отказы бессты
ковых плетей по дефектам (контактноусталостным и в стыках) возникают в 1,8—2 раза реже, чем рельсов звеньевого пути, а без учета уравнительных пролетов — в 3—4 раза;
3) снижение объемов работ по выправке пути (до 25—30 %);
4) снижение интенсивности бокового износа наружной рельсовой нити в кривых и, соответственно, выхода рельсов по этой причине в 1,5—1,6 раз;
5) сокращение потребностей в очистке щебеночного балласта на угольно-рудных маршрутах в 1,5—2,0 раза;
6) экономия расхода металла на стыковые скрепления (до 4,5 т км);
7) улучшение условий комфортабельности проезда пассажиров;
8) повышение надежности работы электрических рельсовых цепей автоблокировки.
Укладка сварных рельсовых плетей на мостах еще более эффективна, чем на пути с земляным полотном, в связи с уменьшением динамических напряжений в элементах пролетных строений, расстройств мостовых соединений и затрат на их содержание.
В тоннелях, особенно большой длины, применение бесстыкового пути представляется первоочередной задачей, так как наряду с перечисленными положительными эффектами при этом одновременно снижается электрохимическая коррозия подошвы рельсов (опасный дефект 69) и промежуточных скреплений. Что же касается новых, перспективных конструкций верхнего строения пути безбалластного типа для тоннелей, то их применение возможно только в сочетании с бесстыковыми рельсовыми плетями из-за специфических повреждений бетонного основания пути в зоне рельсовых стыков.
До перехода к рыночным условиям общепринятой была точка зрения, что бесстыковой путь с железобетонными шпалами, имеющий повышенную однородность, равноупругость и стабильность (сопротивляемость внешним воздействиям), наиболее предпо-
64
чтителен для скоростных магистралей, а также для обычных линий с грузонапряженностью от 25 до 80 млн ткм брутто/км в год. За последние годы цена и особенно дефицит деревянных шпал возросли настолько, что путь с железобетонными шпалами и сварными рельсовыми плетями стал практически безальтернативной конструкцией. В перспективе именно на ней будет, несомненно, базироваться стратегия ведения путевого хозяйства. МПС планирует оздоровить путь за счет укладки старогодных железобетонных шпал с бесстыковыми рельсовыми плетями, сваренными из старогодных рельсов, увеличив протяжение бесстыкового пути на дорогах европейской части России на 45—55 %. Предусматривается расширить полигон укладки бесстыкового пути за счет дорог Сибири и Дальнего Востока, в том числе и на деревянных шпалах.
1.6.2. Температурный режим рельсов
Путь расположен в непосредственной близости от земной поверхности. Поэтому основные закономерности формирования температуры рельсов и железобетонных подрельсовых оснований (шпал, рам, плит) те же, что и температуры земной поверхности.
Рассмотрим изменение температур рельсов гр и воздуха гв в летний период в суточном цикле (рис. 1.39). Обычно оно представляет собой периодическое колебание с одним максимумом и одним минимумом. При этом Zp mjn, как правило, бывает перед восходом солнца, а гр тах — примерно в полдень, т. е. в 13 ч по местному декретному времени, когда приток радиации достигает максимума.
Кривая изменения температуры рельса опережает кривую температур воздуха (на 2—3 ч). Дело в том, что воздух непосредственно солнечными лучами почти не прогревается, а основным источником тепла для него являет-
Рис 1 39. Кривые суточного изменения температур рельса /р и воздуха Гв в летний период
ся земная поверхность. Из-за передачи части тепла воздуху и излучения в мировое пространство интенсивность роста температур земной поверхности (и рельса) снижается. Около полудня эти суммарные потери уравновешивают приток тепла, а затем превосходят его и температура рельса (как и всей земной поверхности) понижается.
Воздух, обладающий в неподвижном состоянии малой температуропроводностью, остывает медленнее рельса. Их температуры становятся сначала равными, а затем гв начинает превышать гр.
В общем случае гр может определяться как алгебраическая сумма гв и разности этих температур Д гр_в в одни и те же моменты времени:
'р ~ + A fp_B
Такая методика принята в большинстве стран мира благодаря наличию многолетних данных метеорологических наблюдений во многих пунктах за температурой воздуха.
Рассмотрим влияние различных факторов на величины Д Гр_в и гр.
1. Ориентация рельса относительно стран света влияет на его температурный режим (рис. 1.40). В утренние и вечерние часы обычно температура рельса меридионального направления (сплошная линия) больше, чем широтного (штриховая линия), а в полуденные часы имеет место обратное соотношение. Дело в том, что в утренние и
65
Рис. 1.40. Формирование температуры рельсов широтного (3—В) и меридиальиого направлений
(С—Ю):
а — графики температур; б — схема поглощения и отражения тепла рельсами различной экспозиции
вечерние часы у меридионального рельса освещаются солнцем окисленные боковые поверхности рельса, а в полдень лучи падают на блестящую накатанную поверхность головки.
Наблюдения показали, что в средней полосе разница температуры рельсов обоих направлений невелика (в среднем 2—3 °C) и может доходить до 6—8 °C (максимально).
Так как в реальных условиях экспозиция пути может быть любой, то расчетную температуру следует определять как полусумму фактических температур рельсов меридионального и широтного направлений, измеряемых дорожными геофизическими станциями ежечасно и круглогодично.
В этом случае средняя погрешность не превысит 1,0—1,5 °C, а максимальная 3—4 °C, т. е.
?мер+гшир . _Е-----Е-
Р 2
2. Географическая широта мало влияет на А Гр_в, так как приход тепла
прямой радиации зависит как от высоты солнца, так и от продолжительности светового дня, связанных друг с другом обратной зависимостью (чем южнее, тем меньше световой день, но выше солнце).
3. Рельеф, подвижность воздуха и облачность сильно влияют на A t„ п и р-в
/р, которые умеренны на возвышенностях (в том числе насыпях) и при ветреной погоде и могут достигать экстремальных величин в местах затишья (в том числе выемках) и участках пути, защищенных густыми лесопосадками.
Напомним известный закон Воейкова: над выпуклыми формами рельефа амплитуды колебаний температуры воздуха zB меньше, чем над вогнутыми, где в солнечные дни происходит сильный нагрев малоподвижного воздуха, а ночью охлажденный воздух стекает в низины.
При ясной безветренной погоде днем имеет место наиболее интенсивный нагрев рельсов, а ночью большие потери тепла излучаются в мировое пространство. Особое внимание должно уделяться объектам с таким микроклиматом и указанными условиями, при которых амплитуды колебания температуры рельсов и воздуха наибольшие.
При наличии сплошной облачности прямая солнечная радиация днем отсутствует и имеет место сравнительно слабый нагрев рельса и воздуха за счет рассеянной радиации, а ночью ослабляются потери тепла из-за противоизлучения атмосферы и возвращения тепловой энергии на земную поверхность. При пасмурной погоде колебания температур рельса и воздуха наименьшие.
4. Температура земной поверхности и воздуха влияет на A Zp_B . Так, летом на открытых участках при умеренных температурах (при tB = + 204-30 °C) наибольшие значения A = +204-30 °C.
Однако по мере роста абсолютных температур из-за усиления излучения и турбулентного перемешивания воздуха A /p_g уменьшается и при экстремаль-
66
Рис. 1.41. Экспериментальные распределения температуры по длине рельсов иа припортальиых участках, в тоннеле и на подходах:
/—IV— зоны температурного режима рельсов с указанием перехода температур по длине рельса
ных температурах (при Гв = +354-45 °C) ДГр_в = +164-18 °C.
В зимний период при умеренных морозах и безоблачной погоде может иметь место ночное выхолаживание рельсов и тогда Д = -84-10°С.
Однако при сильных морозах и ветре Д zj£j§ уменьшается до нуля.
В тоннелях рельсы защищены от прямого солнечного воздействия, поэтому температура их ниже, чем на подходах, летом на 20—25 °C (рис. 1.41), а зимой за счет теплообмена рельсов с воздухом тоннелей, особенно большой длины, может быть даже несколько выше.
Температурный режим рельсов на больших мостах в летний период имеет свою специфику, связанную с влиянием тени от мостовых ферм (2—4 °C), а также водоемов, сглаживающих разницу температур рельсов и воздуха в одни и те же моменты времени, например, при наивысших температурах — до Д/™ах = +10 °C.
Измерениями установлено, что температура рельса по его поперечному сечению неоднородна, и разница в отдельных точках может достигать 5—12 °C.
В практических расчетах при определении напряжений и деформаций рельсов, вызванных изменением их температуры, используют среднюю
температуру. Практически измеряют температуру в средней части головки рельсового рубка, где фрезеруется отверстие, в которое устанавливается термометр. Более современны магнитные термометры биметаллического типа.
При расчетах прочности и устойчивости пути необходимо знать наивысшую 'max max р И наиНИЗШуЮ Zmin min р температуры рельса. Их определяют как алгебраическую сумму экстремальных температур воздуха (гтах тах в и zmjn min в) и соответствующих разностей температур рельса и воздуха ( Д zjJLax — летом, Д ГрНв — зимой):
лето. zmax тах р - zmax тах в + Д fp^x ,
ЗИМа. /тjn min р = 'min min в + 'р^в 1 (' -^)
где Д Гр_авх принимается летом равной плюс 20 °C, а зимой Д ZpJ? =0.
Рассчитанные по формулам (1.4) величины наивысших и наинизших температур рельсов по многим железнодорожным станциям сети дордг стран СНГ приведены в приложении к ТУ-91.
Годовая амплитуда температур рельсов
Гд _'max max р _'min min р- (1-12)
Например, для Кавказа и Прибалтики 7д » 804-90 °C, для Урала и Сибири ТА» 1104-120 °C.
67
1.6.3. Особенности работы бесстыкового пути и общие требования к его конструкции
Особенности работы бесстыкового пути. Бесстыковой путь содержит рельсовые плети, имеющие длину более стандартной (25 м) и изготовленные сваркой коротких рельсов без болтовых отверстий. Длина рельсовой плети настолько велика, что в ее средней части всегда имеется неподвижный отрезок, в пределах которого при изменениях температуры возникают продольные силы, прямо пропорциональные этим изменениям. Концевые участки (по 50—70 м) рельсовой плетн являются температурно-подвижными ("дышащими"), они удлиняются при нагреве и укорачиваются при охлаждении.
Температура, при которой рельсовая плеть была закреплена на шпалах, называется температурой закрепления. Температура, при которой температурные напряжения в рельсовой плети отсутствуют, называется нейтральной. Если укладка рельсовой плети произведена без принудительных силовых или температурных воздействий, то указанные температуры совпадают.
При нагреве рельсовой плети по сравнению с нейтральной температурой в летний период возникают сжимающие температурные силы, а при ее охлаждении зимой — растягивающие. Основное отличие в работе бесстыкового пути от звеньевого состоит в том, что в рельсовых плетях действуют зна-
Рис. 1.42. Бесстыковой путь после искусственного выброса (стенд ВНИИЖТа)
чительные продольные усилия, вызываемые колебаниями температуры (см. ниже п. 4.5.).
Продольные силы сжатия могут создавать опасность потери устойчивости или выброса пути обычно в виде одно- или многоволнового горизонтального (или в редких случаях вертикального) искривления путевой решетки при высоких температурах летом (рис. 1.42). Продольные растягивающие усилия при низких температурах зимой могут вызвать перенапряжения и при совместном действии с поездной нагрузкой — разрыв рельсовой плети или стыка из-за среза болтов. В связи с этим для бесстыкового пути введено ограничение допустимых отклонений температуры от нейтральной. С этой целью укладка рельсовых плетей и закрепление их на постоянный режим эксплуатации производятся в определенном по расчету (см. ниже п. 4.6.) температурном интервале, при котором обеспечивается необходимая устойчивость рельсошпальной решетки при повышении температуры и целостность рельсовых плетей, а также их стыковых соединений при ее понижении.
В процессе длительной эксплуатации происходит износ и старение элементов бесстыкового пути, а при недостаточном его текущем содержании появляются выплески балласта (обычно в зоне сварных и особенно механических стыков), а также продольный угон бесстыкового пути. При этом в случае ослабления затяжки клеммных болтов скреплений КБ возможен угон рельсовых плетей по шпалам, а при сильном загрязнении и неполной балластной призме — вместе со шпалами (с характерным перекосом шпал). Выплески снижают устойчивость бесстыкового пути на 25—50 %, что особенно опасно в крутых кривых радиусом менее 500— 600 м. Сплошное поступательное смещение коротких рельсовых плетей нарушает работу автоблокировки, но еще более опасен местный угон участков длинных плетей с ослабленным закреп
68
лением, вызывающих нерасчетную концентрацию температурных сжимающих сил на отдельных участках и соответственно растягивающих сил на участках, примыкающих к ним.
Приборов, позволяющих проводить простой и надежный контроль продольных сил в рельсовых плетях в процессе эксплуатации, пока не существует. Единственное доступное средство контроля напряженного состояния плетей — измерение продольных деформаций между контрольными сечениями (50—100 м) по поперечным створам или по "маячным" шпалам.
По данным таких наблюдений необходимо корректировать величину нейтральной температуры с помощью разрядки напряжений в рельсовых плетях.
Общие требования к конструкции бесстыкового пути.
1. Сжимающие температурные силы, возникающие в бесстыковом пути при повышении температуры рельсов по отношению к нейтральной, не должны вызывать нарушения устойчивости пути. Предотвращение выбросов при наивысших в данных климатических условиях температурах рельсов при обычной эксплуатации, а также во время производства путевых работ, — главнейшее требование, определяющее возможность применения бесстыкового пути.
2. Рельсовые плети бесстыкового пути должны обладать запасом прочности, достаточным для восприятия температурных напряжений, возникающих при колебаниях температуры в годичном цикле и суммирующихся с из-гибными напряжениями под поездной нагрузкой.
3. Сопротивляемость бесстыкового пути внешним воздействиям, включая природные факторы (главным образом температуру) и подвижной состав, должна быть достаточной и обеспечиваться конструкцией и необходимыми размерами и качеством рельсовых скреплений (промежуточных и стыковых), подрельсовых оснований (шпал или блоков) и балластной призмы.
4. Конструкция бесстыкового пути должна обеспечивать возможность его механизированной укладки, текущего содержания и ремонта, включая специфическую работу — разрядку напряжений в рельсовых плетях, обеспечивающую полное снятие или необходимое уменьшение напряжений за счет продольных деформаций плетей.
5. Безопасная эксплуатация бесстыкового пути и его технико-экономическая эффективность обеспечиваются, наряду с дополнительными требованиями к конструкции бесстыкового пути и технологии его укладки, ремонта и содержания, регламентированными периодически обновляемыми техническими условиями (действующие ТУ-91), технической учебой и подготовкой путейцев, в первую очередь, инженеров.
1.6.4. Специальные требования к элементам бесстыкового пути
Рельсовая колея, план и профиль бесстыкового пути. Ширина колеи, положение рельсовых нитей по уровню, подуклонка рельсов для бесстыкового пути по величине норм и допусков не имеют отличий от звеньевого пути. Отступления в содержании бесстыкового пути от норм и допусков оцениваются так же, как и для звеньевого пути. Крутизна уклонов на участках бесстыкового пути не ограничивается. Сопряжение элементов плана и профиля также не имеет отличий от нормативов, установленных для звеньевого пути.
Единственное ограничение введено для минимального радиуса кривых бесстыкового пути, который при промежуточных скреплениях раздельного типа (КБ, КД) должен быть не менее 300 м, а при костыльных скреплениях (ДО) — 800 м для главного пути и 600 м для станционных путей, в том числе и при применении гравийных и песчано-гравийных балластов. Указанное ограничение связано с необходимостью обеспечить гарантированную устойчивость бесстыкового пути про
69
тив выброса, которая обратно пропорциональна радиусу кривизны пути. Кроме того, в кривых радиусом менее 300 м требуется уширение колеи для облегчения вписывания длиннобазовых экипажей, а при железобетонных шпалах ширина колеи не регулируется.
Рельсовые плети. Рельсовые плети для магистральных линий сваривают электроконтактной сваркой из новых рельсов первого сорта типа Р65 (как правило, термически упрочненных) длиной по 25 м без болтовых отверстий. ТУ-91 и приказ МПС № 12Ц от 06.08.94 г. допускают также применение рельсов типа Р75 (на путях 1-го и 2-го классов при средней осевой нагрузке более 170 кН/ось), а также типа Р50 (на путях 3-го и 4-го классов при максимальных осевых вагонных нагрузках менее 210 кН/ось). Ранее уложенные плети из рельсов Р50 продолжают эксплуатироваться на малодеятельных линиях и станционных путях.
В соответствии с приказом МПС № 12Ц на путях 1—4-го классов следует применять преимущественно бесстыковой путь, лишь на путях 5-го класса может применяться звеньевой путь с железобетонными шпалами. На путях 1-го и 2-го классов во всех случаях, а 3-го класса (группы и категории пути ЗБ5, ЗВ4) в районах, отнесенных к северным условиям (СНиП 2.01.01-82), укладываются только новые рельсовые плети.
Наряду с новыми рельсами допускается использование рельсовых плетей из старогодных рельсов, в том числе отремонтированных в стационарных рельсосварочных предприятиях (РСП) и предназначенных для укладки в пути 3—4-го классов.
Для участков со средней и малой грузонапряженностью (менее 40 млн т км брутто/км в год) допускается применение рельсовых плетей, сваренных из новых рельсов второго сорта, а также длиной менее 25 м. Последнее решение имеет целью использовать неполномерные рельсы после проката, однако при этом возрастает число
70
сварных стыков в бесстыковом пути, служащих потенциальным источником дефектов и даже изломов, а также расстройств из-за неровностей по поверхности катания рельсов.
Рельсовые плети по длине разделяют на два типа:
короткие, длиной до 800 м, сваренные, как правило, в стационарных условиях РСП и перевезенные к месту укладки на спецсоставе. Минимальная длина плетей в главных путях должна быть, как правило, не менее 400 м (в трудных условиях — 250 м), а на станционных путях — не менее 150 м. Эти ограничения обеспечивают условие существования неподвижного отрезка в середине плети, в пределах которого путь наиболее стабилен. Минимальная длина рельсовой плети должна всегда превышать суммарную протяженность двух температурно-подвижных ("дышащих") участков по концам плети, равную 100—140 м;
длинные плети, сваренные непосредственно в пути из смежных коротких плетей, в пределах блок-участка (1,5—2,0 км) или перегона (10—20 км). Сварка электроконтактным способом осуществляется с помощью машины ПРСМ в соответствии с техническими условиями МПС.
В последние годы на железных дорогах (и метрополитенах) внедряется тональная автоблокировка АБТ, не требующая изолирующих стыков и, тем самым, не лимитирующая длину плетей: Куйбышевская (18,6 км), Горьковская и Северная (по 10,0 км), Московская (8,8 км).
Указанная классификация плетей бесстыкового пути на короткие и длинные базируется на следующих обстоятельствах:
длина рельсовых плетей, перевозимых на спецсоставах из РСП на место укладки, не должна превышать 800 м в соответствии с длиной приемоотправочных путей многих станций (850 м);
возможность разрядки температурных напряжений в рельсовых плетях в любой момент времени без нарушения
ее целостности (разрезкой автогеном) обеспечивается при длине плетей до 1000 м.
Длина рельсовых плетей устанавливается проектом (рис. 1.43) с учетом местных условий и ограничений на конкретном перегоне (кривые радиусом менее 300 м, "больные" места земляного полотна, большие мосты, башмакосбрасыватели, стрелочные переводы и т. п.); при этом плети, укладываемые в кривых, должны иметь разную длину по наружной и внутренней нитям с тем, чтобы их концы располагались по наугольнику с допускаемым забегом 8 см.
В настоящее время средняя длина рельсовых плетей на железных дорогах сети явно недостаточна и составляет всего 500—600 м. Задача удлинения рельсовых плетей — весьма важная, ее следует решать на основе технико-экономических расчетов. Дополнительные затраты на сварку коротких плетей в пути, включая "окна", должны окупаться благодаря сокращению общего числа стыков и протяжения температурно-подвижных участков. Длинные плети особенно целесообразны на тех линиях, где разрядка температурных напряжений, связанных с проведением ремонтных работ, не требуется за весь межремонтный цикл между капитальными ремонтами.
Соединение рельсовых плетей. Уравнительные рельсы. Так как длина бесстыковых плетей ограничивается (спец-составом, блок-участком, перегоном), то существует потребность их стыкования.
Устройства стыкования рельсовых плетей должны обеспечивать:
компенсацию изменений длины концевых частей рельсовых плетей при колебаниях температуры;
восприятие значительных продольных сил, действующих в рельсовых плетях;
возможность разрядки температурных напряжений в рельсовых плетях за счет их продольных деформаций;
возможность устройства изолирующих стыков и надежную работу автоблокировки.
Способы стыкования плетей разнообразны:
соединение одним обычным или усиленным накладочно-болтовым стыком (в США, Канаде, КНР);
укладка одного короткого ("буферного") рельса (Германия);
применение уравнительных приборов (Франция, Япония, Англия, Италия).
Уравнительные приборы допускают значительные перемещения концов плетей. Однако они имеют следующие недостатки:
сложны, металлоемки и дороги, как стрелки;
требуют дополнительных расходов на очистку, смазку, шлифовку наплывов;
интенсивность износа уравнительных приборов в 1,5—2 раза больше, чем путевых рельсов;
имеют изолированные геометрические и силовые неровности, а также переменную жесткость, из-за которых на уравнительных приборах ускорения необрессоренных масс подвижного состава в 3 раза больше, чем на звеньевом пути.
Поэтому на отечественных железных дорогах от применения уравнительных приборов в бесстыковом пути на земляном полотне отказались. В настоящее время они применяются еще на концах температурных пролетов больших металлических мостов (длиной более ПО м), но постепенно их заменяют сезонными уравнительными рельсами.
Пространство между концами стыкуемых рельсовых плетей называют уравнительным пролетом, а рельсы, заполняющие уравнительный пролет, — уравнительными (рис. 1.44). Нормальная длина уравнительных рельсов — 12,50 м*.
25-метровые рельсы имеют собственные температурные деформации, величина которых равняется или даже больше конструктивных стыковых зазоров.
71
Е
й
«Ч
Е
Ситуация
Наименование фиксируемых точек
№ и блины рельсовых пястей и промеж участков
Уравнительные пролеты и наипенование промежуточных участка)
cm. A
N‘ и Олины рельсовых плетей и пмнежиточ-ных ячсстш
Уравнительные пролеты и наименование про межуточных участков
N’и длины рельсовых плетей и пропек участков
Пикеты и плюсы фиксируемых точек
860,68
П9П-861,07
«S JS
S«S
181,38 /
-1ё'
117,50 h
181,38 т_
117,50//
н> и Олины рельсовых пле- -теи и пронеж участков 87,50
Пикеты и плюсы фиксируемых точек
Наименование фиксируемых точек
Пикеты
План пути
Километры
87,50-
N16J1=8S9,36
Н16П-839,68
875,00
® от:
301,69
301,69
36 9 37
37 9 38
Рис I 43 Развернутый план укладки бесстыковых рельсовых плетей, уравнительных пролетов н на перегонах н электрической централизацией на станциях
В тех случаях, когда укладка рельсовых плетей производится в осенне-зимний период при температурах ниже расчетных, в уравнительный пролет должны временно укладываться удлиненные уравнительные рельсы (комплект из трех пар 12,54 м, 12,58 м и 12,62 м), а при укладке летом в период действия высоких температур — укороченные уравнительные рельсы (комплект из трех пар 12,38 м, 12,42 м и 12,46 м). При выполнении разрядки температурных напряжений удлиненные уравнитель
ные рельсы (весной), а укороченные уравнительные рельсы (осенью) должны быть заменены рельсами длиной по 12,50 м при закреплении плетей на постоянный режим эксплуатации.
Количество пар уравнительных рельсов принимается исходя из условия компенсации продольных деформаций соединяемых полуплетей с помощью инвентарных комплектов стандартных удлиненных (или укороченных) рельсов (рис. 1.44): при длине полуплетей 400 м и менее — одна пара, 401—600 м — две
72
Е
5
N13Jl=448,00 Z~N14Jl*537,00 т 75,М ' №5Л=800,00
< S VI
1
т,зо
Н13П=448,00
Ss <йс» Н11(П=937,1в S, « А. И15П= 799,15 ' ~75,05~'
ч-
is gs <5
112,50 ~
кг
К
S S
S S S
N20JI=498,03
Н20П=498,04
N21JI-664,62______,т,"22Л= т 90'00
Т-180,77[&'3
•? ?gt
Ы21П~664,66 l. /VZZff* .лё* 5"
'1~°ZSg,ff71 90,00
К 5й 8? S!
Й К Г § S"
Ча Са *» «si io
S 5S S 5
40<J41
W<)*Z
промежуточных участков звеньевого пути двухпутной линии, оборудованной автоблокировкой
Рис. 1.44. Типовые схемы уравнительных пролетов:
а, б, в — при длине стыкуемых полуплетей соответственно до 400. от 400 до 600 м. более 600 м; г, д — при устройстве соответственно сборного н хлееболтового изолирующего стыка
а) ь,/г l/Zlb + LtliWOn 12,5n tf/Z
б) bt/Z 1/г(Ь^Ьг)-40И-600м Z4Z,S te/Z
0) Lt/Z 1/Z (bl + Ьг)>000" 3X12,5 м tr/Z
^b,/Z 4 x 12,5 м Lf/2
Зх 12,5 м — bt/Z
73
пары, более 600 м — три пары. В последнем случае суммарное укорочение (стандартные 40, 80 и 120 мм) вместе с конструктивными зазорами (четыре стыка по 20 мм) позволяет изменять длину уравнительных пролетов на величину от 240 до 320 мм при разрядке температурных напряжений плетей.
При устройстве в уравнительном пролете сборного изолирующего стыка, имеющего низкую механическую прочность деталей из диэлектриков, его ограждают с каждой стороны двумя уравнительными рельсами, т. е. укладывают четыре пары рельсов с расположением изолирующих стыков посередине, а при использовании клееболтовых стыков, прочность которых не лимитируется, число уравнительных рельсов устанавливается такое же, как в обычном пролете (с электропроводящими стыками), — три пары с расположением изолирующих стыков (с двухголовыми накладками и сопротивлением разрыву до 2 МН) в средних рельсах.
При применении высокопрочных клееболтовых стыков (с полнопрофильными накладками) уравнительные пролеты вообще не устраивают, а эти стыки вваривают в рельсовые плети в створе со светофорами.
Примыкание рельсовых плетей к стрелочным переводам, большим мостам, вагонным замедлителям, звеньевому пути осуществляется при помощи двух пар уравнительных рельсов по 12,50 м.
Для обеспечения высоких стыковых сопротивлений продольному сдвигу рельсов рельсовые плети должны соединяться друг с другом только шестиболтовыми стыками. При этом гайки стыковых болтов обычного качества (из ст. 35) затягивают крутящим моментом 600 Нм (Р65, Р75), а гайки высокопрочных болтов (из ст. 40Х, 30Г2Р и т. п.) — 1100 Нм.
Путь в уравнительных пролетах работает более напряженно, чем в пределах рельсовых плетей. При недостаточном натяжении болтов стыковых и промежуточных скреплений и больших амплитудах температуры рельсов в уравнительных пролетах могут возникать опасности изгиба и среза болтов в стыках при понижении температуры сверх 60—70 °C, а также выброса пути после полного замыкания всех стыков вследствие повышения температуры сверх 40—50 °C.
При правильной сборке стыков, когда торцы рельсов параллельны, устойчивость в зоне уравнительного пролета не ниже, чем в средней части плети. Косая обрезка концов плетей создает внецентренную передачу продольных сил (разница в размерах стыкового зазора по кромкам подошвы и головки рельсов 2—5 мм и более). Наиболее неблагоприятны односторонние эксцентриситеты (е) в обеих рельсовых нитях, достигающие половины ширины головки рельса (рис. 1.45). По сравнению со случаем центральной передачи продольных сил устойчивость при
Рнс. 1.45. Схемы передачи сжимающих продольных сил Р{ в стыках уравнительных пролетов:
а — горизонтальный эксцентриситет (е) при косой обрезке торцов; б — схема скола металла головки при наплывах
74
этом снижается в 2,5—10 раз. Из-за опасности выколов головки (заштриховано на рис. 1.45, 6) не должна допускаться передача продольных сжимающих сил через наплывы. С этой целью периодически шлифуют фаски на торцах рельсов.
Радикальным решением проблемы уравнительных пролетов является всемерное сокращение их числа за счет удлинения рельсовых плетей, вваривания высокопрочных клееболтовых изолирующих стыков и перехода на систему тональной автоблокировки АБТ.
Промежуточные скрепления. Специфические требования, предъявляемые к промежуточным скреплениям бесстыкового пути (дополнительные к обычным, предъявляемым к промежуточным скреплениям звеньевого пути) (см. п. 1.2), заключаются в следующем:
обеспечивать высокую сопротивляемость сдвигу рельсов вдоль пути (не менее 25 кН/м), а также их повороту относительно шпал в горизонтальной плоскости (узловая жесткость);
обеспечивать возможность просто и быстро освобождать и закреплять рельсовые плети при укладке, восстановлении целостности дефектных плетей, а главное — при разрядке температурных напряжений;
обеспечивать необходимую упругость пути с жесткими железобетонными шпалами;
электроизолировать рельсы от железобетонных шпал для нормальной работы автоблокировки.
Этим требованиям отвечают раздельные скрепления КБ (железобетонные шпалы) и КД (деревянные шпалы), болты которых должны затягиваться крутящим моментом не менее 120 Нм. ТУ-91 разрешают применение и других типов промежуточных скреплений, в том числе безболтового типа, обеспечивающих выполнение указанных требований. Допускается также применение костыльных скреплений с противоугонами при деревянных шпалах, но лишь на линиях с малой грузонапряженностью (до 15 млн т-км брутто/км в
год) и при годовых температурных амплитудах до 100 °C. Это ограничение связано с недостаточным погонным сопротивлением и работоспособностью пружинных противоугонов современного исполнения.
Подрельсовые основания. Рельсовые плети бесстыкового пути могут укладываться на железобетонных шпалах типа Ш-1-1 или деревянных шпалах I типа. Требования к материалам, конструкции шпал, а также эпюрам укладки шпал — те же, что предъявляются для звеньевого пути (см. выше п. 1.4).
Следует отметить, что устойчивость бесстыкового пути с железобетонными шпалами против выброса на 8—12 % выше по сравнению с деревянными шпалами.
На мостах с ездой на балласте рельсовые плети укладываются на специальных железобетонных шпалах марки Ш-1-1М ("М"—мост) с элементами крепления охранных контруголков, либо при их отсутствии — на стандартных деревянных шпалах.
На мостах с безбалластным полотном рельсовые плети укладываются либо на поперечинах (деревянных, металлических или, в опытном порядке, — железобетонных), либо на железобетонных плитах БМП (см. п. 1.7).
В тоннелях с безбалластным полотном рельсовые плети укладывают на железобетонных малогабаритных рамах МГРТ ("Т"—тоннель) с раздельным скреплением КБ.
Количество опор на железобетонных плитах БМП (на мостах) и рамах МГРТ (в тоннелях) составляет 2000 шт. на 1 км бесстыкового пути.
Балластный слой. Сопротивляемость балласта перемещениям рельсошпальной решетки должна быть достаточной для предотвращения деформаций бесстыкового пути (в частности, особенно опасных, — выбросов). Это достигается выбором вида балласта, требованиями к размерам балластной призмы и степени его уплотнения.
В бесстыковом пути 1—4-го классов применяется щебеночный балласт
75
фракций 25—60 мм только твердых пород (граниты, гнейсы, диабазы), обладающих необходимой износо- и морозостойкостью. На эксплуатируемых линиях также используется асбестовый балласт, удовлетворяющий требованиям ТУ 32 ЦП 782-92. Укладка в балластную призму смешанного щебня различных пород и твердости на путях I—3-го классов не допускается. На путях 4-го класса может применяться гравийно-песчаный балласт.
Конструкция и размеры балластной призмы на участках бесстыкового пути должны соответствовать требованиям приказа МПС № 12Ц и типовым поперечным профилям балластной призмы (см. выше п. 1.5). Ширина плеча балластной призмы за торцом шпал должна быть не менее 45 см для путей 1—2-го классов и группы путей 3-го класса (ЗА, ЗБ, ЗВ). Уширение плеча и уположение откоса балластной призмы повышают не только поперечную устойчивость шпал, но и вертикальную стабильность самой призмы.
Уплотнение щебня в шпальных ящиках должно обеспечиваться механическим или выбрационным трамбованием. Полнота заполнения ящиков должна быть такой, чтобы верх балласта находился на уровне верха средней части железобетонной шпалы, а при деревянных — на 3 см ниже верхней постели шпал.
Земляное полотно. Бесстыковой путь укладывается только на участках со здоровым земляным полотном. Деформации земляного полотна, например, пучины, просадки пути, сплывы откосов и др., должны быть предварительно устранены. Это требование связано как с необходимостью исключить появление местных неровностей бесстыкового пути в плане и профиле, снижающих его устойчивость, так и с невозможностью исправления продольного профиля пути с железобетонными шпалами на пучинах более 10—15 мм. Земляное полотно предварительно, как правило, за год до укладки бесстыкового пути должно быть обследовано и оздоровлено.
Работы по ликвидации сложных деформаций земляного полотна выполняются по отдельным проектам и сметам специализированными организациями.
Поперечные размеры насыпей и выемок те же, что и для звеньевого пути. В тех случаях, когда ширина основной площадки и обочин недостаточна для устройства балластной призмы, необходимо произвести уширение земляного полотна, а в отдельных случаях — уположение откосов земляного полотна, профилировку кюветов.
Перед укладкой бесстыковых плетей на участке должен быть выполнен усиленный капитальный ремонт (обновление).
1.7. ВЕРХНЕЕ СТРОЕНИЕ ПУТИ НА ИСКУССТВЕННЫХ СООРУЖЕНИЯХ И ПОДХОДАХ К НИМ
1.7.1. Особенности работы и устройства пути на мостах
Общие сведения. На железных дорогах применяют два типа мостового полотна: с ездой на балласте (железобетонные пролетные строения длиной до 33 м и сталежелезобетонные длиной до 55 м) (рис. 1.46) и безбалластное (преимущественно металлические мосты) (рис. 1.47).
Основная особенность работы верхнего строения пути на мостах заключается в подвижности подрельсового основания (нижнего строения) в горизонтальной плоскости в продольном направлении, которая вызывается нагрузкой на пролетное строение от подвижного состава и изменением температуры. В первую очередь это относится к металлическим мостам с безбалластным полотном, которое
76
Рис. 1.46. Мостовое полотно на щебеночном балласте: а — на железобетонных шпалах: б — на деревянных шпалах
прочно связано с пролетными строениями. С целью ограничения горизонтальных силовых воздействий на без-балластное мостовое полотно от поездной нагрузки устройство таких мостов рекомендуется на площадках (или уклонах не более 4 %о) и на прямых в плане участках пути.
Работа пути на мостах с ездой на балласте и обычного пути на земляном
полотне существенно не различается. Поэтому устройство таких мостов допускается при любых сочетаниях профиля и плана линии, регламентированных нормами МПС.
Для того чтобы передача временной нагрузки на балки или фермы была равномерной, стремятся обеспечить совпадение осей пути и пролетных строений. Несовпадение допускается, но в
Рис. 1.47. Безбалластное мостовое полотно на мостовых брусьях с раздельным клеммно-шурупным скреплением КД:
а — охранный уголок прикреплен лапчатым болтом: б — охранный уголок прикреплен шурупами; / — мостовой брус; 2 — продольные балки; 3 — лапчатый болт
77
ограниченных пределах, и при необходимости проверяется грузоподъемность пролетных строений. Так, на мостах с безбалластным полотном в прямых участках ось пути не должна отклоняться от оси пролетного строения более чем на 30 мм, а в кривых — на 20 мм; при езде на балласте допускаются большие отклонения — соответственно 50 и 30 мм. При этом на мостах с ездой понизу обязательна проверка и соблюдение габарита приближения строений.
Вертикальные прогибы пролетных строений под подвижной нагрузкой могут достигать до 1/800 расчетного пролета. Чтобы сделать движение поездов более плавным, рельсовому пути придают строительный подъем по плавной кривой (дуге круга, параболе). При этом стремятся, чтобы стрела кривой строительного подъема примерно соответствовала величине упругого прогиба пролетного строения от половины нормативной подвижной вертикальной нагрузки. Если этот прогиб до 15 мм (или 1/1600 величины пролета), то строительный подъем допускается
не предусматривать. Поэтому его не устраивают на железобетонных мостах. На металлических мостах в каждом пролете рельсовому пути придают в профиле криволинейное очертание со стрелой подъема 1/2000, но не более 1/1000 длины пролета. Это делают за счет изменения рабочей высоты мостовых брусьев с учетом профиля поверхности балок.
Мостовое полотно с ездой на балласте. На эксплуатируемых и новых линиях мостовое полотно устраивается в соответствии с рис. 1.46 и 1.48. При этом балластная призма может быть однослойной — из щебня и двухслойной — из асбестового балласта поверх дренирующего щебеночного слоя.
Основное отличие верхнего строения пути на мостах с ездой на балласте от типовой конструкции на земляном полотне заключается в наличии балластного корыта железобетонного пролетного строения и устоя, в связи с чем отпадает необходимость в укладке песчаной подушки под щебнем; при этом максимальная толщина балластного слоя ограничена и
Рис. 1.48. Мостовое полотно с двухслойной балластной призмой:
I — асбестовый балласт; 2 — дренирующий слой щебня
78
одинакова для всех типов верхнего строения пути.
Корыта пролетных строений и устоев повышают устойчивость балласта и позволяют уменьшить его толщину на 10 см по сравнению с путем на земляном полотне независимо от грузонапряженности. При этом наименьшая толщина балласта под шпалой составляет 25 см, а в особо трудных условиях — 15 см. Наибольшая толщина балласта на мосту не должна превышать 60 см из-за опасности потери боковой устойчивости пути (особенно бесстыкового). В таких случаях прибегают к наращиванию консолей пролетных строений (до 20 см), возможность которого должна проверяться расчетом. На мостах с откидными консолями толщина балластного слоя не должна быть более 35 см во избежание их перегруза.
К элементам пути на мостовом полотне предъявляются следующие требования.
Рельсы. На мостах и подходах к ним (не менее 200 м) обычно укладываются рельсы того же типа, что и на перегонах, за исключением следующих случаев, когда обязательна укладка термоупрочненных рельсов типа Р65: большие мосты длиной более 100 м; разводные мосты любой длины; участки со скоростями движения поездов более 140 км/ч; новые или переустраиваемые мосты.
При грузонапряженности менее 15 млн т-км брутто/км в год можно применять незакаленные рельсы Р65 (в исключительных случаях с разрешения МПС — Р50). Длина рельсов обычно составляет 25 м или укладываются бесстыковые плети, если бесстыковой путь уложен на перегоне. Укладка разных типов рельсов и рубок не допускается.
Шпалы. На мостах с ездой на балласте целесообразно сохранять тот же тип шпал, что и на примыкающих подходах. При этом если на подходах уложены железобетонные шпалы, то и на мосту укладывают тоже железобетонные. Если мостовое полотно без охранных приспособлений (см. ниже), то применяют
Рис. 1.49. Специальная мостовая железобетонная шпала с охранными конструкциями
обычные железобетонные шпалы (см. рис. 1.48), а при наличии контруголков — специальные мостовые железобетонные шпалы (рис. 1.49). При отсутствии таких шпал на мосту могут укладываться деревянные шпалы.
Промежуточные и стыковые скрепления. При костыльном скреплении ДО рельсы на мостах прикрепляют на каждом конце шпал (брусьев) пятью костылями, из которых три основных (два с внутренней и один с наружной стороны) прикрепляют рельс, а два обшивочных прикрепляют подкладку к шпале (брусу).
При раздельных скреплениях КБ (железобетонные шпалы) и КД (деревянные шпалы или брусья) рельсы на мостах прикрепляют так же, как и на подходах.
Стыки рельсов на мостах с ездой на балласте устраивают на весу так же, как и на участках с земляным полотном. С целью уменьшения ударно-динамических воздействий на мост рельсовые стыки нельзя располагать ближе 2 м от концов пролетных строений, а на арочных мостах — от деформационных швов и замка свода.
Балласт. Обычно на пролетных строениях и устоях железобетонных мостов укладывается щебеночный балласт фракции 25—60 мм, отвечающий требованиям ГОСТ 7392—85. При этом зерна мельче 25 мм и в пределах 60— 70 мм допускаются в количестве не более 5 % по массе, а крупнее 70 мм не допускаются. Щебень не должен содержать зерен слабых пород (предел прочности при сжатии менее 20 МПа в насыщенном водой состоянии) более 10 % по массе.
На участках с интенсивной засоряе-мостью балласта на мостах и на подходах к ним ранее стремились уклады
79
вать асбестовый балласт на дренирующем слое из щебня независимо от вида балласта на участке. По данным ВНИИЖТа количество выплесков на мостах с асбестовым балластом на 30 % меньше, чем со щебеночным. Общие размеры балластной призмы в этих случаях почти не изменяются, но призма устраивается двухслойной (см. рис. 1.48): верхний слой из водонепроницаемого асбестового балласта толщиной 20 см под шпалами; нижний дренирующий слой из щебня толщиной 10—15 см фракций 5—25 мм, отводящий воду из корыта моста к водоотводным трубкам. В настоящее время установлены негативные стороны применения асбестового балласта (см. выше п. 1.5).
На мостах, расположенных в кривых участках пути, возвышение наружного рельса достигается так же, как и на земляном полотне: увеличением толщины балластного слоя под наружной рельсовой нитью по сравнению с внутренней. Устройство и содержание мостового полотна с ездой на балласте наиболее просто и экономично и мало отличается от конструкции и эксплуатации пути на земляном полотне. Однако из-за большого собственного веса применение мостового полотна с ездой на балласте ограничено пролетами длиной 33—55 м.
Мостовое полотно безбалластного типа. Наибольшее распространение имеют конструкции на поперечинах [обычно деревянных, реже металлических (индивидуальные проекты), а также железобетонных брусьях (в опытном порядке)] и на железобетонных плитах.
Мостовое полотно с деревянными поперечинами (мостовыми брусьями) устраивается на металлических мостах согласно рис. 1.47 или 1.50. Мостовые брусья 1 укладывают на продольные (главные) балки 2 с расстоянием в свету не менее 10 см и не более 15 см во избежание провала колес между брусьями. Брусья укладывают по наугольнику, а в отдельных случаях (на мостах
80
с косыми пролетными строениями) допускается веерное расположение мостовых брусьев. Мостовые брусья плотно прирубают к поясам пролетных строений или продольных балок. Глубина врубок в мостовые брусья не менее 5 мм и не более 30 мм. При этом для головок заклепок и высокопрочных болтов поперек брусьев прорубают канавки для обеспечения плотного опирания брусьев. В противоугонных брусьях 4 устраивают врубки на мостовых брусьях 1 глубиной 30 мм. Все мостовые брусья крепятся к поясам продольных балок или ферм лапчатыми болтами 3.
На мостах, расположенных в кривых участках пути (рис. 1.51), где по расчету требуется возвышение наружного рельса, пролетные строения устанавливаются с поперечным наклоном. На эксплуатируемых мостах разрешается обеспечивать необходимый поперечный наклон мостового полотна с деревянными брусьями с помощью деревянных подкладок 4, укладываемых под каждый мостовой брус 1. Эти подкладки должны иметь ширину, равную ширине мостового бруса, длину не менее 1400 мм, а толщину не менее 40 мм (во избежание растрескивания). Подкладки прирубают к продольным балкам и крепят к каждому брусу четырьмя вертикальными болтами 3.
Мостовые брусья обычного сечения 20x24 (или 22x26) см изготавливаются длиной 3,25 м. Чем больше расстояние между осями продольных балок или ферм (от 2,0 до 2,5 м), тем большим должно быть поперечное сечение мостовых брусьев (от 20x24 до 24x30 см), а длина — по индивидуальному заказу (до 4,2 м).
К недостаткам мостового полотна с деревянными поперечинами следует отнести:
сравнительно непродолжительный срок службы мостовых брусьев — в среднем около 15 лет;
неравноплотность опирания рельсов на отдельные брусья по длине моста;
Рис 1 50 Мостовое полотно на мостовых брусьях с контррельсами и противоугонными (охранными) брусьями
а — мостовой и противоугонный брусья прикреплены общим лапчатым болтом, б — мостовые и противоугонные брусья имеют раздельное крепление, 1 — мостовой брус. 2 — продольные (главные) балки 3 — лапчатый болт, 4 — противоугонный брус, 5 — доска настила
ВиВА
><с I 51 Мостовое полотно на мостовых брусьях в кривых участках
— мостовой брус. 2 — лапчатый болт; 3 — вертикальный болт, 4 — деревянная подкладка
81
Рис 1 52 Мостовое полотно на металлических поперечинах
1 — металлическая поперечина, 2 — металлический настил, 3 — рельс. 4 — подвесной мостик, 5 — резиновые прокладки
подвижность брусьев в вертикальной плоскости под поездной нагрузкой (так называемый "клавишный эффект");
необходимость ручной врубки и пригонки по месту каждого мостового бруса, что затрудняет механизацию работ по их укладке звеньями с помощью путеукладочных и других кранов;
расход дефицитного полномерного лесоматериала (поперечное сечение и длина мостовых брусьев значительно больше, чем стандартных деревянных шпал) — на 1 км до 3 га леса в возрасте 100—120 лет диаметром до 35—40 см;
коррозия металлических балок под брусьями;
дискретная передача нагрузки от брусьев на металлические балки пролетных строений, которая менее благоприятна, чем сплошное равноплотное опирание. Кроме того, изгиб брусьев под нагрузкой вызывает деформации кручения верхних поясов пролетных строений.
На существующих мостах разрешается дальнейшая эксплуатация мостового полотна на металлических поперечинах (рис. 1.52), уложенных по
индивидуальным проектам. При этом применяются поперечины 1 длиной 2600 мм в виде двутавров (сварных или клепаных) из двух швеллеров № 20 или А-образные поперечины (вотерены). Внутри колеи укладывают щитовой настил 2 из рифленого железа, который сверху покрывают противошумной мастикой, а снизу под настил укладывают резиновые прокладки 5. Во избежание провала сошедших с рельсов колес ограничивают расстояние между поперечинами — не более 600 мм, а под рельсами устраивают подвесные мостики 4.
Конструкция мостового полотна с металлическими поперечинами неперспективна, так как имеет существенные недостатки: большую металлоемкость, жесткость, усталостные повреждения, сложность электрической изоляции рельсов на участках с автоблокировкой, повышенный уровень шума, требует противокоррозионных мероприятий (окраска и т. п.). Расходы на содержание такого полотна не ниже, чем при деревянных мостовых брусьях.
Наиболее прогрессивной и перспективной конструкцией мостового полот
82
на для металлических железнодорожных мостов является полотно на железобетонных плитах (рис. 1.53). Оно предназначено для укладки на разрезных и неразрезных пролетных строениях длиной от 7 до 159 м с ездой поверху и понизу при расстоянии между продольными (главными) балками от 1,8 до 2,4 м. Плиты безбалластного мостового полотна (БМП), предназначенные для укладки вместо мостовых брусьев, запроектированы институтом Ленги-протрансмост двух типов: предварительно напряженные (шифр проекта РЧ-325) и из обычного железобетона (проект РЧ-390). Плиты четырех типоразмеров, отличающиеся длиной (размеры вдоль пути 1390, 1490, 1890 и 1990 мм, поперек пути — 3200 мм для всех марок плит), должны изготавли
ваться на специализированных заводах или базах в металлических формах. Предпочтительнее плиты из предварительно напряженного железобетона как более трещиностойкие и долговечные. Они запроектированы из бетона марки М500 по прочности и MP3 300 по морозостойкости. Плиты 1 укладываются на верхние пояса главных или продольных балок пролетного строения 4 через прокладной слой из армированного цементно-песчаного раствора 7 и прикрепляются к ним высокопрочными шпильками 6, затянутыми с усилием 20 кН. Поверхность плит имеет поперечные уклоны для стока воды (см стрелки на рис. 1.53).
Наряду с цементно-песчаным раствором в опытном порядке под плитами БМП укладываются: монолитный
Б-Б
Рис 1 53 Мостовое полотно на безбалластных железобетонных плитах
I — железобетонная плита БМП, 2 — охранные устройства, 3 — рельсы. 4 — продольные (главные) балки. 5 — деревянные прокладки, б — высокопрочные шпильки, 7 — прокладной слой, S — отверстия в плите, 9 — шайбы
83
слой из полимерного бетона; металлические обоймы, заполняемые бетоном; сплошные двухслойные прокладки из аптисептированной древесины и резины; сплошные прокладки из армированной резины.
Мостовое полотно на плитах БМП обладает высокой стабильностью и имеет длительный срок службы, предохраняет от загрязнения и коррозии верхние пояса балок и связи между ними, позволяет заменять мостовое полотно на деревянных поперечинах без изменения положения пути на примыкающих подходах.
Охранные приспособления на мостах. Основное назначение охранных приспособлений — обеспечить безопасный проход поезда в случае схода с рельсов колесной пары или тележки на мосту или на подходах к нему. С этой целью внутри рельсовой колеи укладывается у каждого путевого рельса сплошная линия зашиты из контруголков (контррельсов). Такие охранные приспособления применяют на мостовом полотне с ездой на балласте (см. рис. 1.46), а также со сплошным без-балластным полотном из железобетонных плит (см. рис. 1.53). Контруголки
Рис. 1.54. Схема укладки "челнока" из контруголков и их крепления к мостовым железобетонным шпалам
84
(контррельсы) ограничивают боковые смещения подвижного состава, сошедшего с рельсов на мосту или на подходах к нему, предотвращая падение и опрокидывание экипажей, сошедших с рельсов. Очертание габарита С обеспечивает безопасный пропуск поезда при наибольшем отклонении сошедшего вагона в сторону до 400—450 мм.
На мостах с безбалластным полотном из поперечин (деревянных, железобетонных или металлических) сход колес с рельсов опасен также последствиями, связанными с возможностью раздвижки поперечин и провала колес между ними. Поэтому на таких мостах в качестве второй линии защиты применяются охранные (противоугонные) уголки (см. рис. 1.47) или брусья (см. рис. 1.50), укладываемые снаружи путевых рельсов и предотвращающие продольные смещения мостовых поперечин сошедшим колесом в сторону движения.
Охранные приспособления внутри рельсовой колеи (контруголки или контррельсы длиной не менее чем по 6 м), а также снаружи колеи (противоугонные или охранные уголки, брусья) укладывают на всей протяженности мостов. При этом контруголки (контррельсы) протягивают внутри каждой колеи до задней грани устоев и далее их концы на протяжении не менее 10 м сводят "челноком" (рис. 1.54), заканчивающимся металлическим башмаком установленной конструкции.
Наиболее важные элементы контррельсов (контруголков) — это вводящие устройства — "челноки". Они в первую очередь воспринимают удар сошедшей колесной пары и принудительно отклоняют ее в желоб между рельсами и контррельсами (контруголками).
"Челноки" укладываются на деревянных или железобетонных шпалах мостового типа. Мостовые шпалы, как ,1 обычные железобетонные, выполнены цельнобрусковыми с раздельным клеммно-болтовым скреплением типа КБ (см. рис. 1.46 и 1.49). Конструктив
ные особенности мостовых шпал вызваны необходимостью прикрепления к ним контруголков в пределах моста и уголков "челнока" за устоями моста Для этой цели верхняя постель шпалы устраивается горизонтальной, что дает возможность уложить контруголки и "челнок" в одной плоскости. Прикрепление контруголков и уголков "челнока" к шпалам осуществляется с помощью путевых шурупов, которые завинчиваются в пропитанные буковые дюбели или закладные шайбы, заделанные в шпалы при их изготовлении.
Устройство стыков контррельсов (контруголков) в створе со стыками пу» тевых рельсов, а также в пределах "челноков" не допускается.
Смена контррельсов на мостах производится при замене путевых рельсов на более тяжелые и при переходе на новый тип мостового полотна.
1.7.2. Устройство пути в железнодорожных тоннелях
Условия работы пути в тоннелях. В коротких, хорошо проветриваемых, сухих тоннелях условия работы пути мало чем отличаются от условий его работы на открытых участках, за исключением габаритных ограничений.В тоннелях большой длины (обычно более 300 м) имеют место дополнительные и, главным образом, неблагоприятные факторы:
повышенная влажность воздуха и поступление подземных вод (иногда агрессивных);
повышенная запыленность воздуха;
загазованность воздуха продуктами неполного сгорания топлива локомотивов (тепловозов) и вагонных печей, а также подземными газами;
образование наледей на своде, стенах и рельсовом пути, замерзание воды в водоотводных лотках, пучение заоб-делочных пород и загрязненного балласта в основании пути;
перемерзание водоотводных лотков приводит к выходу воды на путь, пере
85
увлажнению балластной призмы и резкому ухудшению состояния пути — образованию пучин, которые, помимо обычных отрицательных воздействий на путь, таких же, как на открытых участках, могут привести к опасным нарушениям габарита, а также деформациям тоннельной обделки.
В связи с изложенными особенностями сроки службы элементов верхнего строения пути в тоннелях, как правило, меньше, чем на открытых участках.
Рельсы, скрепления и арматура железобетонных шпал подвергаются коррозионным повреждениям, которые вызываются химическим и электрохимическим воздействиями среды внутри тоннеля. По данным наблюдений срок службы рельсов в сырых тоннелях сокращается примерно в 2 раза. Электрическая коррозия повреждает рельсы и скрепления наиболее интенсивно.
Деревянные шпалы быстрее изнашиваются в тоннелях в местах выхода воды летом, пучения и наледеобразова-ния зимой.
Балластная призма в замкнутом пространстве тоннеля интенсивно засоряется сыпучими грузами с открытого подвижного состава, пылью, образующейся от истирания тормозных колодок и посыпочного песка из локомотивных песочниц (для увеличения обычно недостаточного в тоннелях сцепления колес с рельсами), а также из-за повышенного измельчения щебня, который, находясь между шпалами и твердым основанием, усиленно вибрирует при проходе поездов и истирается. Загрязнение балласта не только уменьшает упругость пути в тоннеле и увеличивает его расстройство, но и задерживает воду. Это в зимний период приводит к появлению пучин и наледей.
Условия для производства работ по устройству, ремонту и текущему содержанию пути в тоннелях по сравнению с открытыми участками значительно сложнее, а затраты на их выполнение выше. Одна из самых трудоемких работ — очистка щебня в
86
тоннелях — выполняется вручную. Одиночная смена рельсов и шпал также выполняется в стесненных условиях.
Особенности плана и профиля пути. Необходимость в устройстве тоннелей часто возникает на напряженных ходах, прокладываемых с максимально возможным уклоном трассирования: руководящим или кратной тяги. Такой уклон может быть сохранен только в сравнительно коротких тоннелях (при длине до 300 м). При большей длине максимальный уклон в тоннеле должен быть уменьшен по сравнению с соответствующим максимальным уклоном на открытых участках линии из-за особенностей движения поезда в тоннелях, где имеют место уменьшенное сцепление колес локомотива с рельсами и силы тяги из-за повышенной влажности, а также лобовое воздушное сопротивление движению поезда значительно большее, чем на открытых участках, особенно в тоннелях однопутных и большой длины. При этом смягчение уклона должно быть произведено не только в самом тоннеле, но и на подходе со стороны руководящего подъема на расстоянии не менее длины поезда. На кривой уклон пути должен быть дополнительно смягчен на величину, эквивалентную сопротивлению на кривой.
В отличие от открытых участков наименьший уклон пути в тоннелях ограничивается и по условиям водоотвода он должен быть не менее 3%о (в исключительных случаях 2%о). В суровых климатических условиях, где опасность замерзания воды, проникающей в тоннель и отводимой лотками, особенно велика, продольный уклон должен быть не менее 6%о.
Конструкция пути в эксплуатируемых тоннелях. В качестве типовой конструкции применяют путевую решетку с деревянными (рис. 1.55, я) или (реже) с железобетонными шпалами (рис. 1.55, б) на щебеночном балласте. В конструктивном отношении элементы верхнего строения пути в тоннелях
принципиально не отличаются от соответствующих элементов пути на открытых участках.
В двухпутных тоннелях должны укладываться охранные приспособления мостового типа (см. рис. 1.54), ограничивающие боковые смещения подвижного состава, сошедшего с рельсов.
Рельсы. В тоннелях применяют рельсы типов Р65 (Р75) только 1-го сорта, изготовленные из мартеновской стали, раскисленной комплексными лигатурами, объемнозакаленные в масле. Лишь при малой грузонапряженности (до 15 млн т-км брутто/км в год) могут применяться нетермоупрочненные рельсы типа Р65.
Необходимость в ликвидации рельсовых стыков в тоннелях стоит значительно острее, чем на открытых участках, так как:
стыки повышают сопротивление протеканию обратного тягового тока на электрифицированных линиях и тем самым способствуют его утечке из рельсовых цепей в балласт и грунт, повышая интенсивность электрохимической коррозии металлических элементов пути;
стыки создают значительное механическое сопротивление движению поездов (10—15 %). В тоннелях же приходится специально смягчать уклоны пути из-за снижения сцепления колес с рельсами и повышенного воздушного сопротивления движению поезда. Поэтому ликвидация стыков способствует улучшению режима тяги поездов в тоннелях;
стыки являются источниками повышенных колебаний экипажей, ускорений их элементов и добавочных сил инерции, воздействующих на путь и обделку тоннелей.
Работоспособность и эффективность существующей конструкции пути с рельсошпальной решеткой на щебеночном балласте в тоннелях может быть повышена за счет удлинения рельсов. Предпосылкой к этому служат более благоприятные, чем на открытых участках, температурные условия (см.
Рис. 1.55. Путь в тоннеле: а — с деревянными шпалами с монолитной обделкой и боковыми лотками: б — с железобетонными шпалами со сборной обделкой и центральным лотком: / — монолитная обделка; 2 — забивка из тощего бетона; 3 — лоток
выше п. 1.6) для эксплуатации сварных плетей и практическое отсутствие опасности выброса бесстыкового пути под воздействием сжимающих температурных сил.
Шпалы. В тоннелях с ездой на балласте применяют деревянные шпалы I типа, антисептированные. Их число должно увеличиваться в новых тоннелях до 2000 шт. на 1 км вместо 1840 шт., лежащих на перегоне на открытых участках. Деревянные шпалы предпочтительнее железобетонных при езде на балласте и их применение в тоннеле обеспечивает следующие преимущества:
повышается упругость пути (в 2—3 раза по сравнению с железобетонными шпалами на такой же балластной призме);
уменьшаются вибрации щебня под шпалами, измельчение его частиц, а значит, износ и засорение балластной призмы;
облегчается одиночная замена дефектных шпал (деревянная шпала легче железобетонной в 3,5—4 раза);
уменьшается строительная высота конструкции пути, что имеет значение в тоннелях (с габаритными ограничениями).
87
Скрепления. Клеммно-шурупные раздельные скрепления (КД) с прокладками под подкладкой применяются для бесстыковых плетей; при малой грузонапряженности могут применяться костыльные скрепления (ДО).
Щебень. В тоннеле щебень укладывается без песчаной подушки из твердых горных пород, толщиной под шпалой не менее 25 см, в исключительных случаях с разрешения МПС — 15 см, морозостойкий, с начальной загрязненностью не более 1 % (в то время как на открытых участках допускается 3— 5 %). Применение мягких пород щебня из известнякового камня недопустимо ввиду быстрого его измельчения и потери дренирующих свойств. Применение асбестового балласта, являющегося практически водонепроницаемым, чревато опасностью размыва этого балласта в случае переполнения водоотводов и выхода воды на путь.
Водоотводные устройства играют исключительно важную роль в обеспечении нормальной эксплуатации тоннелей. При балластном основании пути лотки из сборных железобетонных коробчатых элементов (сечением не менее 30x30 см) с отверстиями в боковых стенках располагают под балластом и закрывают крышками (см. рис. 1.55). Сток воды в лотки осуществляется по сливной плите или бетонной подготовке, имеющей поперечный уклон 2—3 %. Через каждые 25—50 м устанавливают смотровые колодцы с отстойниками для очистки.
В однопутных тоннелях лотки размещают вдоль обеих стен, а в двухпутных при необходимости, кроме того, — по оси междупутья. При небольшом расходе воды устраивают односторонний лоток у одной из стен обделки, а обратный свод делают несимметричным с поперечным наклоном верхней поверхности в сторону лотка.
Конструкция пути для новых и реконструируемых тоннелей. Впервые безбалластный путь в тоннелях магистральных железных дорог СССР был уложен в 1956—1957 гг. на Закавказ
88
ской и Львовской железных дорогах. Была применена метрополитеновская конструкция подрельсового основания с омоноличенными в бетон деревянными шпалами. Недостаточный срок службы деревянных шпал и сложность их замены (с вырубкой бетона) предопределили бесперспективность омоноличивания бетоном деревянных шпал в железнодорожных тоннелях.
Следующим шагом явилась укладка в тоннелях опытной конструкции без-балластного пути с омоноличенными бетоном железобетонными шпалами на Юго-Восточной (1967 г.), Куйбышевской (1977 г.), Северо-Кавказской (1978 г.), Байкало-Амурской и др. дорогах. Однако путь с омоноличенными железобетонными шпалами также неперспективен, так как он неремонтопригоден. Срок службы шпал хотя и достаточно большой, но он ограничен из-за износа и коррозии опорных шайб для закладных болтов скреплений КБ. Условия работы металлических элементов пути в тоннелях настолько неблагоприятны (влажность, электрохимическая коррозия), что возможность замены шпал должна быть обеспечена. Это требование основывается также на учете маловероятной, но все же реальной возможности схода подвижного состава и повреждения подрельсового основания в тоннеле.
Итогом многолетних научно-исследовательских работ МИИТа, проектных институтов Гипротранспуть, Гип-ропромтрансстрой и ряда железных дорог явилось создание конструкции безбалластного пути с малогабаритными рамами (рис. 1.56). Типовые рамы для тоннелей МГРТ-4 длиной 2,00 м (четыре опоры) могут укладываться при скреплении КБ-65 на прямых и кривых радиусом 600 м и более. В более крутых кривых радиусом до 350 м используются рамы МГРТ-3 уменьшенной до 1,50 м длины (три опоры).
Опыт многолетней эксплуатации и исследований в СССР и за рубежом показал, что путь безбалластного типа в
Рис. 1.56. Принципиальная схема безбал-ластного пути с малогабаритными рамами в тоннеле:
1 — обделка; 2 — основание нз монолитного бетона: 3 — железобетонная рама; 4 — покрытие подошвы рамы из мастики "БИТЭП”; 5 — клеевой шов из мастики "БИТЭП”; б — железобетонный выступ-упор; 7 — бетонное основание; 8 — регулируемые монтажные опоры; 9 — блок обратного свода с водоотводным лотком; 10 — анкер; 11 — бетонная подготовка
тоннелях характеризуется безотказной работой, незначительными расходами на текущее содержание, длительными сроками службы, а также наименьшей строительной высотой. В настоящее время нет сомнений в работоспособности и экономичности такого пути в тоннелях.
Соединение железобетонной рамы с основанием безбалластного пути в тоннеле является важным конструктивным решением, определяющим ремонтопригодность, эксплуатационную надежность и эффективность пути. Оно может осуществляться одним из следующих вариантов:
при прочных естественных основаниях, сложенных из скальных неразмяг-ченных грунтов — прижатием рам МГР по периметру проемов к упорам — выступам основания пути с помощью термопластичной полимербитумной мастики;
при недостаточно прочных естественных основаниях пути в тоннелях, сложенных из нескальных пород или размягчаемых скальных грунтов — прижатием рам МГР к грунтовому массиву вертикальными анкерами резьбового типа, обеспечивающими необходимое постоянное обжатие верхнего и нижнего строений пути;
сочетанием клеевого и анкерного прикрепления рам МГР к основанию в тоннеле в одной конструкции.
В качестве материала клеевых швов рекомендуется полимербитумная мастика "БИТЭП", которая представляет
собой сплав строительного битума БН-Ш (85—88 % по весу) и дивинилсти-рольного термоэластопласта ДСТ-30-58 (ТУ 38.103267—80) (12—15 %). Мастика заливается в швы в горячем состоянии (около 100 °C) и отверждается при естественном остывании (до плюс 10—30 °C) примерно за 1 ч, после чего она готова к восприятию нагрузок.
Основные конструктивные особенности верхнего строения пути безбалластного типа с малогабаритными рамами следующие (см. рис. 1.56):
1) внутри проема рамы 3 в бетонном основании 7 выполнен армированный выступ 6, который служит упором, препятствующим смещению рамы под нагрузкой;
2) пространство между рамой 3 и выступом-упором 6 по всему периметру проема заполнено вязкоупругой клеевой мастикой 5, заливаемой в швы толщиной 20—25 мм в горячем состоянии. Мастика заполняет также специальные углубления в теле рам, образуя термопластичные шпонки, наклонные к вертикали (1:1), Назначение указанной прослойки: прикреплять раму к бетонному основанию и препятствовать ее смещениям под поездной нагрузкой в процессе эксплуатации; компенсировать допуски в горизонтальных размерах рам и тем самым обеспечивать возможность их замены (при необходимости) без вырубки бетонного основания;
3) боковые грани рамы 3 и бетонный выступ-упор 6 имеют одинаковые
89
наклоны к вертикали (1:10), обращенные в разные стороны. Поэтому выступ-упор 6 представляет собой усеченную пирамиду с большим основанием сверху. Тем самым образовано соединение по типу "ласточкин хвост", которое улучшает условия работы мастики и исключает возможность подъема рамы 3 вверх при наличии мастики в клеевых швах 5. Для демонтажа рамы необходимо размягчение термопластичной мастики с помощью трубчатых электронагревателей (ТЭНов);
4) нижняя постель рамы 4 покрывается тонким (5—8 мм) слоем поли-мербитумной мастики "БИТЭП", которая наносится в горячем состоянии на перевернутые и предварительно очищенные рамы. Назначение этого вязко-упругого покрытия: выравнивать неровности на подошве рам, исключить их точечное опирание на основание; компенсировать, благодаря обжатию мастики, деформации усадки бетона основания;
5) каждая рама 3 устанавливается на шесть—восемь монтажных регулируемых клиновидных опор 8, располагаемых в подрельсовых сечениях под путевыми подкладками. Каждая опора состоит из двух боковых треугольных и среднего трапецеидального железобетонных блоков, которые соединены горизонтальной винтовой стяжкой. При сближении треугольных блоков происходит подъем среднего, на который опирается рама, и наоборот. Такие опоры обеспечивают точную установку рам 3 на проектные отметки и устойчивость пути в период производства работ и отвердения бетона при проходе поездов на вновь строящемся объекте или графиковых поездов в эксплуатируемых тоннелях;
6) вертикальные анкеры 70 резьбового типа (до 2000 шт./км) обеспечивают прижатие рам 3 к бетонной подготовке 77 и нижележащему горному массиву. В теле рам при изготовлении устраиваются отверстия диаметром 80 мм для анкеров. Назначение анкеров следующее: обеспечить безопасный проход рабочих
поездов (новое строительство) или графиковых поездов (эксплуатируемые тоннели) в период набора бетоном основания необходимой прочности (с этой же целью устанавливаются монтажные горизонтальные распорки 8, препятствующие боковому сдвигу пути); обеспечить предварительное обжатие и совместную работу подрельсовых элементов — рам 3, обратного свода 9 и нижележащего основания и исключить при проходе поездов их вертикальные смещения вверх и неблагоприятный эффект "насоса".
Высокая точность и качество сооружения верхнего строения пути безбал-ластного типа в тоннелях Горьковской и Донецкой ж. д. явились основой его длительной и безотказной работы в процессе десятилетней эксплуатации, а также снижения затрат труда при ремонтах и текущем содержании.
1.7.3. Путь в зоне примыкания к искусственным сооружениям
Условия работы пути на подходах к мостам и тоннелям. Специфика работы пути на подходах к искусственным сооружениям, особенно с верхним строением пути безбалластного типа, определяется рядом взаимосвязанных факторов, главные из которых следующие: жесткость пути на подходах, уложенного при капитальном ремонте, значительно ниже, чем на искусственном сооружении. По экспериментальным данным ДИИТа до обкатки пути поездами модуль упругости подрельсового основания составляет всего 35 МПа, что в 15—20 раз ниже, чем безбалластного пути (60—100 МПа);
с самого начала после укладки пути возникают неодинаковые упругие просадки рельсов под колесами и в продольном профиле появляется силовая неровность типа "ступеньки", увеличивающая динамическое воздействие подвижного состава на путь;
в процессе длительной эксплуатации в балластном слое и земляном по
90
лотне на подходах накапливаются остаточные деформации, которые практически отсутствуют на безбалластном пути. Вследствие этого в подрельсовом основании возникает перепад, который вызывает искажение продольного силового профиля рельсов.
В зоне примыкания к мостам существуют дополнительно:
"угловые" перемещения торцов пролетных строений под поездами и, как следствие, дополнительные вертикальные перемещения путевой решетки, амплитуды которых достигают 210 мм, ударные воздействия шпал на балласт и переломы силового профиля пути на подходах из-за упругих прогибов пролетных строений под временной нагрузкой;
продольные возвратно-поступательные перемещения рельсов вместе с пролетным строением из-за его температурных деформаций в зоне подвижных опорных частей моста;
меньшая плотность грунта непосредственно у устоев из-за затруднений в применении уплотняющих машин;
появление микротрещин по контакту грунт—бетон в процессе эксплуатации из-за различий в их виброперемещениях при проходе поездов. Следствием этого является избыточное увлажнение грунта в данной зоне и снижение его несущей способности. В результате в продольном профиле пути постепенно появляется геометрическая неровность ("яма") глубиной до 40— 50 мм. Массовыми обследованиями, проведенными ДИИТом, установлено, что вероятность появления "предмос-товых ям" велика и достигает 80 %.
Под несколькими шпалами, непосредственно примыкающими к безбал-
ластному пути на искусственном сооружении, возникают люфты. Эти шпалы "зависают" на рельсах и практически выключаются из работы, так как люфты (до 8—10 мм) выбираются только под наибольшими из обращающихся осевых нагрузок.
Результаты эксплуатационных наблюдений и экспериментальных исследований работы пути в зоне примыкания к искусственным сооружениям свидетельствуют о наличии существенных различий в параметрах стыкуемых конструкций пути, осредненная количественная оценка которых приведена в табл. 1.16.
Наиболее сложные технические задачи приходится решать в зонах примыкания к большим мостам с безбал-ластным верхним строением, особенно при наличии высоких пойменных насыпей на слабых основаниях.
Новые конструкции переходного пути переменной жесткости. В МИИТе была решена задача создания такой конструкции переходного пути, в которой обеспечивались бы переменные по длине жесткость, упругие и остаточные деформации под поездной нагрузкой и, тем самым, плавное сопряжение участков пути на искусственном сооружении (тоннель, мост) и примыкающих к нему подходах. Принцип работы переходного пути основывается на том, что жесткость подрельсового основания, его упругие и остаточные деформации обратно пропорциональны площади опирания на балласт. Конструкции промежуточных скреплений и щебеночной балластной призмы стандартные и не изменяются по длине пути. Удельная площадь (на единицу длины) опирания подрельсовых элементов последова
Таблица 1.16. Параметры пути иа искусственных сооружениях и подходах к ним
Параметры пути в вертикальной плоскости Значение параметров
при безбалластном пути на мостах и в тоннелях при обычном пути иа подходах
Модуль упругости подрельсового основания, МПа 60—юо 25—30
Остаточные осадки пути, мм 0 20—50
Упругие прогибы рельса под колесом, мм 0,8—1,0 2.0—3.0
Нагрузка от рельса на опору, кН 40—60 20—30
91
тельно возрастаете направлении от подходов к искусственному сооружению. На рис, 1,57 приведена схема такого переходного пути, запроектированная Гипротранспутем и МИИТом для пред-портальных выемок эксплуатируемых тоннелей и уложенного на Горьковской (1986—1987 гг.), Юго-Восточной (1987 г.) и Донецкой (1989 г.) дорогах.
К безбалластному пути примыкает многоступенчатый переход (I—VIII) из железобетонных плит по типу БМП (см. рис. 1.57), ступень I которого — плита, имеющая максимально возможную ширину (3,2 м), что лимитируется типовыми размерами балластной призмы и основной площадки земляного полотна. Далее на II—IV ступенях укладывается путь на балласте с такими же плитами, но уменьшенной ширины — 2,9; 2,6; 2,3 м соответственно. Минимальная ширина плит (2,3 м) принята из конструктивных соображений исходя из условия размещения промежуточных скреплений типа КБ 65. Все плиты имеют дополнительное армирование в продольном к оси пути направлении и выполнены без отверстий для крепления к балкам пролетного строения (проект Гипротранспути № 1630—16, 1982 г.).
К плите шириной 2,3 м примыкают стандартные железобетонные шпалы (V ступень переходного пути), эпюра которых увеличена до предела (2400 шт/км) исходя из возможности подбивки балласта. Далее укладываются еще три группы железобетонных или деревянных шпал, уложенных соответственно по эпюре 2200,2000,1840 шт/км (ступени VI—VIII соответственно).
При разработке новой конструкции учитывалось, что даже очень плавный отвод жесткости по длине переходного пути может замедлить, но не исключить в принципе возможность остаточных осадок в зоне непосредственного примыкания к безбалластному пути. В связи с этим была разработана специальная конструкция узла примыкания. Первая плита (см. рис. 1.57) переходного пути (шириной 3,2 м) имеет комбинированное опирание: один ее конец опирается на безосадочное основание через мостовые резинометаллические опорные части (РОЧ), устанавливаемые на железобетонный элемент (типа подферменной площадки); остальная часть (3/4 длины) первой плиты уложена на щебеночной балластной призме.
В зависимости от конструкции пути на перегоне к плитному участку пере
Л-4 БезВалластный пить Пеоеходный пить Подход
переходно^пути^ Ж !
ПЛУ^мпаи 75 ! 57 ! 55 | « ' « I 1 J7 ; зз |
Рис. 1.57. Схема переходного пути:
I — резииометаллические опорные части; 2 — бесстыковые плети; 3 — стык рельсов
92
ходного пути могут примыкать либо железобетонные, либо деревянные шпалы, уложенные группами с переменным шагом (эпюрой).
В районах, где применение железобетонных плит безбалластного мостового полотна (БМП) лимитируется климатическими условиями и планом пути с крутыми кривыми радиусом менее 300 м, в которых требуется уширение рельсовой колеи, постепенный отвод жесткости пути может обеспечиваться с помощью набора групп деревянных брусьев и шпал. Каждая группа (из 15—30 шт.) подрельсовых элементов отличается от смежной длиной, которая (считая от искусственного сооружения) равна 3,5, 3,25 и 3,0 м (переводные брусья), а затем 2,75 м (шпалы). В пределах каждой группы последовательно изменяется шаг между смежными брусьями (шпалами), который увеличивается в направлении подходов от минимально возможного по условию подбивки (38 см — эпюра 2400 шт./км) до стандартного (55 см — 1840 шт./км). Такая конструкция переходного пути уложена на подходах к Северо-Муй-скому тоннелю БАМа (проект Сибги-протранса по параметрам и рекомендациям МИИТа) и у двух тоннелей на его обходе.
Длины каждой ступени и всего переходного пути определяются в зависимости от максимальной скорости
движения поездов. С этой целью длины ступеней с однородной жесткостью пути следует изменять за счет многократной укладки плит одной ширины, а также переводных брусьев и шпал, уложенных с одинаковым шагом. В зависимости от местных условий длина ступени может изменяться в пределах от 2 до 12 м, а всего переходного пути от 25—50 м при скоростях 70—140 км/ч до 75—100 м при скоростях 141— 200 км/ч.
Эффективность работы переходного пути во многом зависит от качества подготовки подплитного щебеночного основания, которое устраивается из двух слоев: верхнего выравнивающего слоя из мелкого гранитного щебня крупностью 10—25 мм толщиной 0,03—0,05 м и нижнего слоя щебеночного балласта толщиной 0,30—0,35 м стандартных фракций 25—60 мм, под которым уложена обычная песчаная подушка толщиной 0,20 м. Для предупреждения опирания плит на основание средней частью и их повреждения верхний слой щебня укладывают с углублением — канавкой по оси пути глубиной 30—50 мм и шириной 0,4—0,6 м.
Для предохранения основания от засорителей и воды швы между смежными плитами переходного пути герметизируют с помощью полимербитум-ной мастики "БИТЭП", заливаемой в горячем состоянии.
93
Раздел 2
РЕЛЬСОВАЯ КОЛЕЯ
2.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ ОБ УСТРОЙСТВЕ КОЛЕИ И ХОДОВЫХ ЧАСТЕЙ ПОДВИЖНОГО СОСТАВА
Рельсовая колея характеризуется своей шириной, положением рельсовых нитей по уровню и подуклонкой рельсов. Параметры рельсовой колеи должны быть такими, чтобы обеспечить безопасное движение экипажей и минимизировать их воздействие на путь. Поэтому размеры рельсовой колеи определяются во взаимосвязи ее с ходовыми частями подвижного состава, а допуски содержания — безопасностью движения и технико-экономическими условиями эксплуатации пути.
Особенностью устройства ходовых частей подвижного состава является наличие в них колесных пар и тележек. Два колеса, жестко насаженные на ось, образуют колесную пару. Колесные пары закрепляются в раме тележки. Тележки соединены с рамой экипажа шкворнем и могут при движении поворачиваться относительно этой рамы. Расстояние между крайними осями, остающимися параллельными друг другу при движении экипажа по прямым и кривым, называется жесткой базой этого экипажа Lq (рис. 2.1). Расстояние между крайними осями всего экипажа называется его полной колесной базой Ln. У двухосных экипажей полная и жесткая базы совпадают. Чем больше
жесткая база экипажа, тем труднее при прочих равных условиях вписывается экипаж в кривые и стрелочные переводы. Поэтому современные экипа-жы в основном являются тележечными. Жесткая база старых грузовых двухосных вагонов составляла 3,9 м. Расстояние между осями современной тележки для грузовых вагонов Lq = 1,85 м. У современных тележечных локомотивов жесткие базы больше 1,85 м, но обычно меньше 5,0 м.
Колеса имеют гребни (реборды) внутри рельсовой колеи, фиксирующие положение колесной пары на рельсах. Поверхность катания колес имеет коническую форму с уклоном в средней части 1/20 (рис. 2.2). На расстоянии 100 мм от внутренней грани колеса начинается элемент с коничностью 1/7. Такая форма поверхности катания колеса обеспечивает плавность движения и предотвращает желобчатый его износ. Рабочие грани гребней вагонных колес имеют наклон к поверхности катания 60°, а локомотивных — 70°. Наружный край поверхности катания имеет фаску 6x6 мм.
Различают колеса сборные, у которых на колесные центры надеваются бандажи, и цельнокатаные, являющиеся основными для вагонов. Диаметры
Рис. 2.1. Колесные схемы экипажей
94
колес вагонов составляют 950 или 1050 мм, тепловозов и электровозов — 1050—1250 мм. В цельнокатаных колесах фаска с наружной стороны заменяется закруглением радиусом 10 мм.
Благодаря коничности колес экипаж, выведенный по каким-либо причинам из среднего положения, будет стремиться вновь вернуться в это положение из-за появления горизонтальной составляющей давления колеса на рельс. При этом колесные пары будут двигаться по волнообразной кривой (вилять), а не в перекошенном в плане положении, как это было бы при цилиндрических колесах.
В процессе эксплуатации поперечный профиль колес изменяет свою форму, появляется прокат (вертикальный износ) колеса и боковой износ (подрез) гребня колеса. При скоростях движения поездов свыше 140 км/ч прокат Z, измеряемый по среднему кругу катания (см. рис. 2.2), не допускается больше 5 мм. При меньших скоростях движения прокат колес локомотивов и пассажирских вагонов допускается до 7 мм, а грузовых вагонов — до 9 мм. При этом форма износа будет приближаться к показанной штриховой линией на рис. 2.2.
В современных экипажах кузов располагается на двух- или трехосных тележках, которые могут поворачиваться относительно него. Вертикальные нагрузки от кузова передаются на тележки (рис. 2.3) либо центрально через шкворни (как, например, у четырехосного, шести- и восьмиосного грузового вагона) или через боковые опоры (скользуны), как у современных пассажирских вагонов КВЗ-ЦНИИ. В последнем случае на шкворни передаются лишь продольные силы (тяги, торможения). В первом случае при большом крене кузова он будет опираться, кроме шкворня, также на один из скользунов тележки; при отсутствии крена имеется зазор 2—4 мм между скользунами тележки и рамой кузова.
Восьмиосные вагоны располагаются на четырех двухосных тележках, по-
Рис. 2 2 Поперечные профили колес а — локомотивного, б — вагонного
парно связанных балками с соответствующими шкворневыми соединениями Лишь оси двух- или трехосных вагонов, а также тяговые оси несочлененных паровозов расположены непосредственно в главной раме экипажа.
Некоторые локомотивы (обычно паровозы) имеют, кроме тяговых, еще поддерживающие оси (бегунки, задние поддерживающие), поворотные относительно главной рамы экипажа.
Между тележками и кузовом имеются демпфирующие и возвращающие устройства. Демпфирующие устройства способствуют гашению колеба-ний (виляний) тележек на прямых, но увеличивают поперечные силы в кривых.
Рис 2 3 Схема железнодорожного экипажа
1 — кузов 2 — тележка 3 — центральная опора (шкворень). 4 — боковые опоры (скользуны), Lo — жесткая база, Дп — полная колесная база — длина кузова — полная длина экипажа (между осями сцепления автосцепок)
95
Колесные пары имеют свободные поперечные разбеги в буксовых направляющих, т. е. возможность перемещений вдоль своих осей в ту или другую сторону на некоторую величину (до ±22 мм и даже более).
В многоосных жестких базах иногда (у паровозов) применяются у некоторых осей колеса без реборд; иногда колеса имеют неполномерные реборды. Делается это для облегчения вписывания жестких баз экипажей в кривые.
2.2. ГАБАРИТЫ ПРИБЛИЖЕНИЯ СТРОЕНИИ И ПОДВИЖНОГО СОСТАВА
Различные строения и сооружения размещают на таком расстоянии от рельсовой колеи, чтобы они не мешали беспрепятственному и безопасному движению состава. Допускаемые наибольшие размеры подвижного состава и его предельное очертание должны быть такими, чтобы при движении между ними и строениями был гарантированный запас свободного пространства. Это определяется габаритами приближения строений и подвижного состава, на которые имеются государственные стандарты.
Габаритом приближения строений (габаритом С) называется предельное поперечное (перпендикулярное оси пути) очертание, внутрь которого, помимо подвижного состава, не должны заходить никакие части сооружений и устройств, за исключением частей устройств, предназначенных для непосредственного взаимодействия с подвижным составом (вагонные замедлители в рабочем положении, контактные провода с деталями крепления и др.) (рис. 2.4). Положение этих устройств во внутригабаритном пространстве увязано с частями подвижного состава с целью исключения возможности их касания (ГОСТ 9238—83).
Сооружения и устройства, находящиеся на территориях и между территориями заводов, фабрик, мастерских, депо, речных и морских портов, шахт, грузовых дворов, складов и других промышленных предприятий, в том числе предприятий МПС должны удовлетворять требованиям габарита приближения строений Сп. Габарит Сп от
личается от габарита С по высоте (5500 мм) и тем, что наряду с теми же основными размерами по ширине (2450 и 3100 мм) непосредственно на территории предприятий и на станциях между предприятиями допускается для отдельных устройств несколько меньшая ширина. Сделано это в целях снижения стоимости строительства указанных путей с учетом специфических условий их работы.
Для облегчения возможности применения на путевых работах тяжелых путевых машин с выносом в сторону крыла (струги и др.) наименьшее расстояние от оси пути до вновь строящихся зданий габаритом С установлено равным 3,1 м. Это требование распространяется также на заборы, опоры путепроводов, контактной сети, воздушных линий связи и СЦБ. Кроме того, требуется, чтобы фундаменты зданий и опор, тросы, кабели и другие не относящиеся к пути сооружения на перегонах размещались не ближе 1 м от уровня головок рельсов по вертикали и 2,9 м от оси пути по горизонтали.
Нижнее очертание габарита приближения строений С проходит на высоте 50 мм над уровнем головок рельсов внутри колеи и на уровне верха головок рельсов снаружи колеи. Для перекрестных стрелочных переводов и вагонных замедлителей установлены специальные очертания габарита С.
Очертание нижней части габарита приближения строений С на станциях несколько отличается от очертания на перегонах вследствие необходимости приблизить к подвижному составу пас
96
Рис. 2.4. Габарит приближения строений С
сажирские платформы и дать место другим устройствам. Уровень пола высоких платформ делают на высоте 1100 мм над уровнем головок рельсов. Низкие платформы имеют высоту 150—200 мм. Горизонтальное расстояние от оси пути до высоких платформ 1920 мм, до низких — 1745 мм.
Размеры габаритов приближения строений должны соблюдаться в течение всего периода эксплуатации каждого сооружения и устройства. Поэтому строительные размеры сооружений и устройств по высоте должны назначаться с учетом возможного изменения уровня верха головки рельсов: понижения вследствие износа рельсов, повышения вследствие укладки более высоких рельсов, железобетонных шпал.
Габаритом подвижного состава называется предельное поперечное (перпендикулярное оси пути) очертание, в котором, не выходя наружу, должен помещаться установленный на прямом горизонтальном пути как в порожнем, так и в нагруженном состоянии не
только новый подвижной состав, но и подвижной состав, имеющий максимальные нормируемые допуски и изно-сы, за исключением бокового наклона на рессорах.
Габарит приближения строений (см. рис. 2.4) шире и выше габарита подвижного состава. Ширина габарита С равна 4900 мм, высота для разных случаев находится в границах от 5550 до 7000 мм. Габарит 1-Т для подвижного состава, допускаемого к обращению по всей сети железных дорог, имеет ширину 3400 мм и высоту 5300 мм; габарит Т для подвижного состава, допускаемого к обращению по отдельным участкам реконструированных линий, имеет ширину, увеличенную до 3700 мм.
Габариты подвижного состава 0-Т, 01-Т, 02-Т и 03-Т, предназначенные для подвижного состава, допускаемого к обращению по сети железных дорог колеи 1520 (1524) мм и по железным дорогам зарубежных стран колеи 1435 мм, ниже и уже габаритов Т и 1-Т
97
(лишь габарит 0-Т имеет ту же ширину, что и габарит 1-Т).
Междугабаритным пространством называется пространство между габаритом приближения строений и габаритом подвижного состава, а также между габаритами смежных подвижных составов. Это пространство (с необходимым запасом) служит для того, чтобы в его пределах вполне безопасно могли происходить различные смещения подвижного состава, вызываемые возможными отклонениями в состоянии отдельных элементов пути и подвижного состава, допускаемыми нормами их содержания, а также боковыми колебаниями и наклонами подвижного состава на рессорах.
Расстояние между осями путей на перегонах двухпутных линий на прямых участках должно быть не менее 4100 мм, на трех- и четырехпутных линиях расстояние между осями второго и третьего путей на прямых участках должно быть не менее 5000 мм. Такое увеличение расстояния улучшает безопасность работающих на многопутных линиях и снижает стесненность при производстве путевых работ.
На прямых участках перегонов расстояние между осями первого и вновь укладываемого второго пути, а также третьего и вновь укладываемого четвертого пути должно быть не менее 4100 мм; в обоснованных случаях это расстояние разрешается увеличивать. Расстояние между осями второго и вновь укладываемого третьего пути должно быть не менее 8000 мм, а при скоростях движения пассажирских по
ездов свыше 140 км/ч на участках, где эти скорости могут быть реализованы, — 10000 мм. В трудных условиях на головных участках крупных городов и узлов, по согласованию с МПС России, допускается уменьшать это расстояние до 6000 мм с соответствующим снижением скорости пропуска поездов.
Расстояние между осями смежных путей на станциях на прямых участках должно быть не менее 4800 мм, на второстепенных путях и путях грузовых районов — не менее 4500 мм. При расположении главных путей на станциях крайними, с разрешения начальника железной дороги допускается расстояние между ними 4100 мм. Расстояние между осями путей, предназначенных для непосредственной перегрузки грузов из вагона в вагон, может быть допущено 3600 мм. Наиболее распространенным расстоянием между осями соседних путей на станциях является 5300 мм.
Расстояние между осями соседних путей на кривых увеличивают на размер А, чтобы расстояние в свету между смежными подвижными составами было не менее аналогичного на прямой. Это требуется потому, что концы экипажей в кривых оказываются смещенными наружу, а середина внутрь кривой (рис. 2.5). Кроме того, вследствие возможной разницы в скоростях движения по соседним путям, неодинакового поперечного наклона экипажей из-за разного возвышения рельсов наружной нити расстояния между экипажами а и b по высоте будут неодинаковыми. Значение размера Л зависит от радиуса кривой, возвышения
Рис. 2.5. Положение экипажей в кривой на двухпутном участке: а — план; б — поперечный разрез; /, 2 — оси соответственно наружного и внутреннего пути
98
наружного рельса внешнего пути и соотношений между этими возвышениями у соседних путей. При строительстве и переустройстве линий и станций, капитальном ремонте путей и в других целесообразных случаях уширение делается по так называемым проектным нормам.
На кривых участках пути расстояние между осями первого и вновь укладываемого второго, а также третьего и вновь укладываемого четвертого пути следует увеличивать в зависимости от радиуса кривой в соответствии с ГОСТ 9238—83.
Переходы от нормальных расстояний между осями путей на прямых участках пути к увеличенным на кривых при концентрическом расположении путей следует проектировать в пределах переходных кривых, как правило, за счет применения на внутреннем пути переходных кривых увеличенной длины по сравнению с их длиной, принятой для наружного пути.
Погруженный на открытом подвижном составе груз (с учетом упаковки и крепления) должен размещаться в пределах установленных МПС габаритов погрузки (рис. 2.6). Грузы, выходящие за пределы габарита погрузки, считаются негабаритными. Негабаритность грузов может быть односторонней и двусторонней, боковой, верхней и нижней. В зависимости от высоты (измеряемой от уровня верха головок рельсов), на которой груз выходит за габарит погрузки, установлены (рис. 2.7.) три основные зоны негабаритности грузов:
а) зона нижней негабаритности — на высоте от 380 до 1400 мм при расстоянии от оси пути 1626—1760 мм и на высоте 1230—1400 мм при расстоянии от оси пути 1761—2240 мм;
б) зона боковой негабаритности — на высоте от 1400 до 4000 мм;
в) зона верхней негабаритности — на высоте от 4000 до 5300 мм.
Для дорог сети МПС инструкцией ЦД-4172 в зависимости от выхода груза за габарит погрузки установлено по шесть степеней нижней и боковой негабаритности и три степени верхней.
Рис. 2.6. Габариты погрузки: а — общесетевой, 6 — льготный
В зависимости от степени негабаритности устанавливаются условия перевозки грузов.
При перевозке негабаритных грузов должен быть обеспечен зазор между выступающими частями сооружений и грузом по горизонтали не менее 200 мм, по вертикали не менее 100 мм.
Для проверки правильности размещения грузов в пределах указанного габарита в местах массовой погрузки (на подъездных путях, в морских и речных портах, на станциях перегрузки) устанавливаются габаритные ворота.
Выгруженные или подготовленные к погрузке около пути грузы должны
Рис. 2.7. Схема негабаритности грузов:
I—1V — зоны соответственно верхней, совместной, боковой и нижней негабаритностей
99
быть уложены и закреплены так, чтобы габарит приближения строений не нарушался.
Грузы (кроме балласта, выгружаемого для путевых работ) при высоте до 1200 мм должны находиться от наружной грани головки крайнего рельса не ближе 2,0 м, а при большей высоте — не ближе 2,5 м. На перегонах и станциях имеется ряд сооружений и устройств, которые находятся в пределах контура габарита С (негабаритные места). На все негабаритные места составляются карточки негабаритности с
указанием перегона или станции, сооружения и его принадлежности (например, опора путепровода), класса негабаритности сооружения, радиуса кривой у негабаритного места. В дистанции пути составляют схему маршрутов перевозки негабаритных грузов.
Сплошная проверка габарита приближения строений по главным и приемо-отправочным путям производится не реже раза в 5 лет, кроме тоннелей, габаритность которых проверяется ежегодно.
2.3. УСТРОЙСТВО колеи на прямых
2.3.1. Нормы и допуски ширины колеи, их обоснование
Нормальная ширина колеи в прямых участках пути на отечественных дорогах до 1970 г. составляла 1524 мм, что соответствует 5 футам (старая мера длины). Допускаемые отклонения были установлены по уширению +6 мм и по сужению -4 мм. Следовательно ширина колеи в прямых могла колебаться в пределах от 1520 до 1530 мм
В результате научно-исследовательских работ, а также учета опыта зарубежных дорог в 1970 г. было принято решение перейти на уменьшенную ширину колеи — 1520 мм. Исследования показали, что поперечные силы воздействия подвижного состава на путь при этом значительно снижаются и тем больше, чем выше скорость.
При норме ширины колеи 1520 мм допускаемые отклонения в настоящее время приняты не более +8 и -4 мм, а на участках, где установлена скорость движения 50 км/ч и менее, — не более + 10 и -4 мм.
На дорогах всего мира, эксплуатационная длина которых составляет около 1200 тыс. км, применяется около 30 размеров ширины колеи. Принято считать
ширину колеи 1435 (1430) мм нормальной — она составляет 62 % мировой длины сети дорог, больше ее — широкой и меньше ее — узкой колеей. После колеи шириной 1435 мм наиболее распространенными размерами колеи являются — 1675 мм (6 %), 1524 (1520) мм (10 %), 1067 мм (8 %), 1000 мм (9 %). Другие размеры ширины колеи совместно составляют около 5 %.
Параметры рельсовой колеи тесно увязываются с размерами колесных пар (рис. 2.8).
Теоретически расчетную плоскость, в которой измеряют ширину колеи S', принимают на уровне, ниже которого гребни колес, прижатых к рельсам, начинают отходить от боковой рабочей грани головки рельса. При неизношенных колесах и рельсах расчетная плоскость располагается ниже средних кругов катания колес на 10 мм. Средний круг катания находится в том вертикальном сечении, в котором измеряют диаметр колеса. Это сечение расположено на расстоянии 70 мм от внутренней грани колеса (см. рис. 2.2). Практически при любой изношенности рельсов ширину колеи измеряют на расстоянии 13 мм ниже поверхности катания рельсов. При этом измеренная таким образом ширина колеи может
100
Рис. 2.8. Положение колесной пары в рельсовой колее
быть до 2 мм меньше ширины колеи в расчетной плоскости.
Шириной колесной пары (колесной колеей) q (см. рис. 2.8) называют расстояние между рабочими гранями гребней колес в расчетной плоскости. Расстояние между внутренними гранями колес Т носит название насадки колес. Толщина гребней колес в расчетной плоскости равна h\w h2. Между вертикальными плоскостями, где измеряется насадка колес и толщина гребней, имеется расстояние ц = 1 мм для вагонных колес и ц = О для локомотивных колес (у последних закругление гребня с внутренней стороны заканчивается ниже расчетной плоскости).
Отсюда ширина колесной пары
q = Т + h\ + h2 + 2ц + е?. (2.1)
Здесь е? учитывает изменение ширины колесной пары за счет упругого изгиба ее оси под нагрузкой. У вагонов, тепловозов и электровозов низ колесной пары сужается, у паровозов уширяется. Для загруженных вагонов е? = 24-4 мм, для локомотивов — около 1 мм.
В связи с тем, что ширина колесной пары q меньше ширины колеи S, на прямой между рельсовыми нитями и гребнями колес образуются зазоры 5| и Sj (суммарный зазор 5 = 5[ + д2 ),
обеспечивающие возможность виляющего движения колесной пары. Суммарный свободный зазор между гребнями колес и боковыми гребнями рельсов
5 = 5 - q + е5. (2.2)
Величина е5 учитывает упругие изменения ширины колеи под подвижным составом. Обычно при исправном состоянии пути и подвижного состава происходит упругое расширение колеи до 2 мм, а в кривых — до 4—8 мм и даже более.
С уменьшением зазора 5 до оптимального значения уменьшается воздействие подвижного состава на путь. Величина нормального зазора между гребнями колес и рельсами при ширине колеи 1520 мм 5 = 1520 - 1508 = 12 мм (у вагонов) и 5 = 14 мм (у локомотивов). Минимальный зазор при крайних допусках в размерах колеи и колес
$min ~ ^min ~ ?тах- (2.3)
Для вагонной колесной пары 5т1П = = 1516 - 1511 = 5 мм, для локомотивной колесной пары 5min = 7 мм.
На многих зарубежных дорогах нормальная величина зазора между гребнями и рельсами принята меньше 12 мм — 7-ьИ мм (при колее 1524 мм у нас было 16 мм).
101
Таблица 2.1. Параметры колесных пар и рельсовой колеи на прямых, мм
Колеса Скорость движения, км/ч Т Л ч 5 6
макс. норм. МИИ макс. норм МИИ. макс. норм. МИН. макс. норм. МИН. макс. норм. мнн.
Локомотивные До 140 1443 1440 1437 33 33 23 1509 1506 1483 1528 1520 1516 45 14 7
Свыше 140 1443 1440 1439 33 33 28 1509 1506 1495 1528 1520 1516 31 14 7
Вагонные До 140 1443 1440 1437 33 33 23 1511 1508 1485 1528 1520 1516 43 12 5
Свыше 140 1443 1440 1439 33 33 28 1511 1508 1497 1528 1520 1516 29 12 5
В табл. 2.1 приведены параметры колесных пар и рельсовой колеи на прямых (насадка колес Т, толщина гребней h, ширина колесных пар q, ширина колеи S и зазоры между гребнями колес и рельсовыми нитями 5).
Предельные отклонения ширины колеи по уширению и сужению определяют из условия безопасности движения поездов. Максимально допустимой считается такая ширина колеи, при превышении которой возможен провал колес. Началом провала колес считается такое положение, когда одно из них опирается фаской на боковую выкружку рельса, а второе колесо рассматриваемой колесной пары прижато к боковой грани противоположного рельса (рис. 2.9).
Такое положение колесной пары может стать возможным при ширине колеи
•$тах = Лщт + Н + 7'min + а ~ 6 - Г, (2.4) где Amin — минимально допустимая толщина изношенного гребня; ц — несовпадение
плоскостей, от которых производится измерение толщины гребня и насадки колес; ^min — минимальная величина насадки; а — ширина колеса; 6 — ширина фаски на наружной грани колеса; г — горизонтальное расстояние от начала закругления головки рельса до ее рабочей грани.
При минимальных размерах Tmin = = 1437 мм и Amjn = 25 мм 5тах = 1574 мм (см. рис. 2.9), а при Amin = 23 мм Smax = = 1572 мм.
Однако практически опасность схода может наступить раньше при меньшей ширине колеи, когда колесо покатится по рельсу той своей частью, которая имеет коничность 1/7, а не 1/20 и, следовательно, возникнет дополнительное распирание колеи. Сразу колесо не провалится, но через несколько оборотов оно может отжать рельсовую нить и соскользнуть с нее внутрь колеи, особенно если это совпадет с большим боковым толчком, при плохих шпалах, в кривой, расстроенной в плане, или при изношенных промежуточных скреплениях.
Рис. 2.9. Расчетное положение колесной пары при определении максимально допустимой ширины колеи
102
Поэтому следует считать недопустимой такую ширину колеи, при которой точка перехода коничности поверхности катания колеса 1/20 в 1/7 совпадает с началом закругления головки рельса, т.е. ширину колеи 5тах = 1572-24 =1548 мм (штриховая линия на рис. 2.9).
Опасный предел ширины колеи по сужению определяется возможностью заклинивания колесной пары, имеющей максимальные размеры в расчетном уровне, т. е.
•Silin ~ “Утах = Лпах +^1тах +2Ц- (2.5)
При Ттах = 1443 мм и Лтах = 33 мм Smin = 1511 ММ.
Согласно приказа № 6Ц от 6.03.1996 г. ширина колеи менее 1512 и более 1548 мм не допускается. При нарушении этих требований путь закрывают для движения поездов и принимают меры к немедленному устранению отступлений по ширине колеи.
2.3.2. Положение рельсовых нитей по уровню
Верх головок рельсов обеих нитей на прямых участках пути должен быть в одном уровне. Разрешается на прямых участках содержать одну рельсовую нить на 6 мм выше другой в соответствии с Правилами технической эксплуатации железных дорог Российской Федерации (ПТЭ). На прямых участках двухпутных линий выше ставят бро-вочную нить, так как она менее устойчива, чем междупутная. На однопутных линиях через каждые 4—5 лет меняют нить, расположенную выше другой, для меньшего ослабления концов шпал из-за перешивок.
В местах содержания рельсовых нитей на прямой с разницей по уровню 6 мм горизонтальная составляющая веса подвижного состава при допускаемых колебаниях в положении рельсовых нитей направлена в одну сторону — в сторону пониженной нити. Поэтому, хотя подвижной состав и виляет при движении в колее, он в основном
направляется нижней нитью, обычно выправляемой рихтовкой пути. Это способствует более плавному ходу поездов.
Вообще возможны два принципиально различных вида отступлений рельсовых нитей по уровню: плавные отклонения и перекосы.
Перекосы, т. е. последовательные отклонения по уровню обеих рельсовых нитей в разные стороны на расстоянии между вершинами менее 20 м, подлежат устранению независимо от крутизны отводов, если максимальное значение суммарного отклонения превышает 8 мм.
Отводы отклонений от правильного положения рельсовых нитей как по ширине, так и по уровню не должны превышать 1 мм на 1 м длины пути при скоростях движения до 140 км/ч и 1 мм на 1,5 м длины пути при скоростях более 141 км/ч.
2.3.3. Подуклонка рельсов
Рельсы по отношению к верхней плоскости (постели) шпал укладывают с подуклонкой 1:20, т. е. такой же, как основная поверхность катания колес. Подуклонка рельсов в прямых и наружной нити в кривых участках должна быть не менее 1:60 и не более 1:12, а внутренней нити в кривых при возвышении наружного рельса свыше 85 мм — не менее 1:30 и не более 1:12.
На деревянных шпалах подуклонка рельсов обеспечивается укладкой клинчатых подкладок, а на железобетонных подрельсовых основаниях — наклоном опорной подрельсовой площадки шпал или блока. Придать требуемую поду-клонку рельсов на деревянных шпалах можно и при плоских подкладках укладкой клинчатых прокладок из твердого материала.
На дорогах Европы при коничности поверхности катания колес 1/20 принята подуклонка рельсов также 1/20. В США при коничности 1/20 получила некоторое распространение подуклон-
103
ка рельсов 1/40, при которой снижается масса подкладок. Однако при этом уменьшается площадь опирания колеса на рельс и она смещается к краю головки рельса (к боковой рабочей грани
головки), что увеличивает возможность контактных повреждений, которые наиболее часто возникают именно в местах перехода от поверхности катания головки рельса к ее боковой грани.
2.4. ОСОБЕННОСТИ УСТРОЙСТВА КОЛЕИ В КРИВЫХ
2.4.1. Нормы ширины и уширения колеи в кривых
Схемы вписывания экипажа в кривых. Движение жесткой базы экипажа с постоянной скоростью по круговой кривой, т. е. вращение ее относительно центра кривой, можно рассматривать состоящим из поступательного движения по направлению продольной оси жесткой базы экипажа и поворота ее относительно некоторой точки 0, называемой центром (полюсом) поворота. Центр поворота 0 может быть принят на пересечении продольной оси жесткой базы с радиусом, к ней перпендикулярным (радиусом-перпендикуляром).
В зависимости от соотношения размеров рельсовой и колесной колеи и сил, приложенных к жесткой базе экипажа, зависящих от устройства колеи, радиуса кривой и скорости движения, могут быть различные схемы вписыва
ния (установки) экипажа в кривых; их разделяют на заклиненные и свободные (по геометрическим соотношениям) и на хордовые и перекосные (в зависимости от соотношения действующих сил).
Заклиненные схемы имеют место при минимальной теоретически возможной ширине колеи для данного экипажа, когда при выбранных разбе-гах осей экипаж не имеет возможности перемещаться в поперечном направлении в рельсовой колее (рис. 2.10, я). В трехосной и многоосной жесткой базе при заклиненном вписывании в таком положении могут оказаться либо колеса крайних осей, либо в наружную рельсовую нить окажутся упертыми гребни колес крайних осей, и во внутреннюю — колесо средней оси также без зазоров. При заклиненном вписывании в силу симметрии очевидно, что полюс вращения 0 находится посередине жесткой базы. Заклиненное вписы
Рис. 2.10. Схемы вписывания жестких баз экипажей в кривые:
а — заклиненное; б — свободное хордовое; в — свободное перекрестное (к — точка контакта гребня колеса и рельса)
104
вание в эксплуатации не допускается, так как получается очень большое сопротивление движению.
Свободные схемы вписывания возникают, когда жесткая база экипажа имеет возможность перемещаться в поперечном направлении за счет свободных зазоров или разбега колесных пар. При этом в зависимости от соотношения действующих сил могут быть хордовые или перекосные установки.
Свободные хордовые установки по внутренней нити (рис. 2.10, 6) имеют место при излишнем (для данной скорости) возвышении, а по внешней нити — при недостаточном возвышении. Свободные перекосные схемы (рис. 2.10, в) наиболее типичны для современных экипажей тележечного типа.
При движении многоосных экипажей, особенно с большой жесткой базой, для обеспечения свободного прохода колес требуется производить уширение рельсовой колеи. Величина уширения определяется расчетом вписывания экипажей в кривые, исходя из следующих условий:
ширина колеи должна быть оптимальной, т. е. обеспечивать наименьшее сопротивление движению поезда, наименьший износ рельсов и колес, предохранять рельсы и колеса от повреждений и путь от расстройств в плане, не допускать провала колес между рельсовыми нитями;
ширина колеи не должна быть меньше минимально допускаемой, т. е. должна исключать заклиненное вписывание жестких баз экипажей.
Определение оптимальной ширины колеи. За расчетную схему определения оптимальной ширины колеи принимают такую, при которой железнодорожный экипаж (его жесткая база) своим наружным колесом передней оси прижимается в наружному рельсу кривой, а задняя ось жесткой базы либо занимает радиальное положение, либо стремится его занять; при этом центр поворота экипажа находится на пересечении этого радиуса с продольной
Рис. 2.11. Расчетная схема положения жесткой базы экипажа в кривой для определения оптимальной ширины колеи
геометрической осью жесткой базы экипажа (схема свободного вписывания). Кроме того:
если расчетная ширина колеи S окажется больше нормативного значения 5Н для данного радиуса кривой согласно ПТЭ, то следует перейти к определению минимально допустимой ширины колеи, приняв соответствующую расчетную схему;
если расчетная ширина колеи 5 получается меньше стандартной для прямого участка пути (5g = 1520 мм), то это будет означать, что конструктивные размеры и особенности ходовых частей рассматриваемого экипажа позволяют проходить ему кривую данного радиуса без уширения колеи. В таком случае ширина колеи S принимается по ПТЭ в зависимости от величины радиуса.
Рассмотрим случай определения оптимальной ширины рельсовой колеи 5 в кривой радиусом R из условия свободного вписывания экипажа с трехосной жесткой базой Lo (рис. 2.11), приняв при этом следующие обозначения:
q = Т + 2Л + 2ц — ширина колесной пары (колесная колея);
Lq — длина жесткой базы экипажа;
С — центр поворота жесткой базы экипажа;
X — расстояние от центра поворота до геометрической оси первой колесной пары (для данного случая X = Ло);
105
b\ — расстояние от геометрической оси первой колесной пары до точки касания гребня колеса с рельсом (забег);
/н — стрела изгиба наружного рельса (при хорде Аву,
Ет| — сумма поперечных разбегов осей.
Из рис. 2.11 видно, что для свободного вписывания жесткой базы в кривую необходима ширина колеи
~ <7тах +/н “ ‘Sr (2'6)
В этой формуле /н находится по выражению
Здесь величину забега Ь\ Г. М. Ша-хунянц предлагает определять для случая неизношенных гребней по следующей формуле:
6,-----, (2.8>
R + 50/2 - (г + z) tg т
где г — радиус колеса; г — расстояние от поверхности катания до точки прижатия гребня к боковой грани головки рельса (глубина касания); принимается равным 10 мм; т — угол наклона рабочей поверхности гребня колеса к горизонту, равный для нового вагонного колеса 60°, для локомотивных бандажей — 70°; 50 = 1520 мм.
Определение минимально допустимой ширины колеи. За расчетную схему определения минимально допустимой ширины колеи принимают схему з а -клиненного вписывания железнодорожного экипажа, при которой наружные колеса крайних осей жесткой базы своими ребордами упираются в наружный рельс кривой, а внутренние колеса средних осей упираются во внутренний рельс. Центр поворота экипажа находится посередине жесткой базы (двухосные жесткие базы, многоосные жесткие базы с симметричным расположением осей и их разбегов), либо стремится занять это положение. После этого к полученной на основании такой расчетной схемы ширине колеи следует добавить минимальный
зазор 5mjn между боковыми рабочими гранями рельсов и гребнями колес на прямом участке, потому что заклиненное вписывание в эксплуатации допустить нельзя. При этом;
во всех случаях, определенная расчетом минимально допустимая ширина рельсой колеи S не должна превышать максимальной ширины колеи 5тах = 1535 мм;
если определенная расчетная ширина колеи получается больше максимальной, то это значит, что данная кривая без специальных устройств в виде контррельсов не может обеспечить прохождения рассматриваемого железнодорожного экипажа;
если расчетная ширина колеи S получается меньше стандартной Sq, то это будет означать, что конструктивные размеры и особенности ходовых частей рассматриваемого экипажа позволяют ему проходить кривую данного радиуса без затруднений. Ширина колеи в таком случае принимается по ПТЭ в зависимости от радиуса кривой.
Рассмотрим случай определения минимально допустимой ширины рельсовой колеи S из условия вписывания экипажа пятиосной жесткой базы Lq (в которой средняя ось безребордная) в кривую радиусом R (рис. 2.12).
Как и в предыдущем случае обозначим через:
С — центр поворота жесткой базы экипажа;
q — ширину колесной пары;
X — расстояние от центра поворота до геометрической оси крайнего, упирающегося во внешний рельс колеса;
i — расстояние от центра поворота до оси второй колесной пары;
/н — стрелу изгиба наружного рельса при хорде А В;
fB — стрелу изгиба внутреннего рельса при хорде (2z—2/>2);
Ь\ — расстояние от геометрической оси первой или пятой колесной пары до точки касания гребня колеса с наружным рельсом;
— то же второй или четвертой оси, до точки касания гребня колеса с внутренним рельсом;
106
Sr, — сумма поперечных разбегов осей.
Из рис. 2.12 видно, что
5 = <7+/H-/B-2n. (2.9)
С учетом того, что экипаж, требующий наибольшей ширины колеи, имеет <7тах, ПРИ необходимости обеспечения между гребнями колес и рельсами зазора 5min будем иметь:
= “7m ах + /н “/в “ 2Т| + 5mln . (2.10)
В этой формуле /н определяется по формуле (2.7), а/в — по выражению
Ь, h
Рис. 2.12. Расчетная схема положения жесткой базы экипажа в кривой для определения минимально допустимой ширины колеи
Здесь, в свою очередь, размер bj Для неизношенных колес может быть определен по формуле
----.............., (2.12)
R - S/1 + (г + I) tg t
где г и т имеют те же значения, что и в формуле (2.8).
Если принято для расчета заклиненное вписывание, но неизвестно, при прижатии каких кодес к рельсовым нитям оно происходит, то рассматриваются все возможные варианты с учетом различных облегчающих вписывание устройств.
В случае свободного вписывания положение центра поворота не может быть однозначно определено только геометрически, как в случае заклиненного вписывания. В связи с этим необходимо определение поперечных сил и центра поворота при вписывании жесткой базы экипажа в кривую.
Непрерывное вращение экипажа относительно центра поворота происходит под действием сил, возникающих в точках соприкосновения гребней колес направляющих осей с боковой гранью головки рельсов. Это направляющие силы Y.
В контактах колес с рельсами возникают силы трения, равные произведению сил, перпендикулярных плоскости касания колес и рельсов на коэффициент трения скольжения /Р,-. На рис. 2.13 вместо этих сил показаны равные им по значению и обратные по знаку реакции рельсов. Поперечные составляющие сил трения обозначены Ht, а продольные — К(-.
Алгебраическую сумму нажатия гребня Y и силы трения Н одного и того же колеса называют боковой силой
Y6=Y±H. (2.13)
Если колесная пара находится впереди центра поворота жесткой базы, то для наружного колеса в формуле (2.13) следует брать разность, и для внутреннего — сумму сил. Если колесная пара находится сзади центра поворота, то знаки берутся обратными.
Направляющие силы (см. рис. 2.13) принято считать положительными, если они направлены наружу колеи, а соответствующие им реакции рельсовых нитей — внутрь колеи. Боковые силы принято считать положительными, если они действуют в сторону направляющих сил, а соответствующие им реакции рельсовых нитей — в обратном направлении.
Если при вписывании экипажа появляются направляющие силы на наружной нити Ун и отсутствуют на внут-
107
Рис. 2.13. Схема горизонтальных сил, действующих в контакте колес и рельсов
ренней нити YB, то вписывание будет свободным.
Рамной силой Yp называется поперечная сила, передаваемая рамой экипажа через колесную пару на рельсы. Эта сила считается приложенной к геометрической оси колесной пары и положительной, если она направлена наружу кривой. Она равна разности боковых сил, передаваемых одной и той же осью на наружную и внутреннюю рельсовые нити:
Кр= Гби-Гб.. (2.14)
Для первой направляющей оси
>бн= к.-я.-,,; =
Подставляя эти значения в (2.14), получим
Ур= У, -Я,.и- Я,.в. (2.15)
При ЯЬн = Я,.в = fP, найдем
Ур=У1-2/Л (2.16)
Боковые силы Уд, возникающие при движении экипажей, достигают больших значений (иногда 100 кН и более). Влияние боковых сил на работу пути очень велико. Этим объясняется ряд мер, направленных на улучшение впи
сывания экипажей в кривые и снижающих поперечные силы.
При известных положении центра (полюса) 0 поворота экипажа (см. рис. 2.13), ширине колеи 5| (измеренной между осями головок рельсов) и расстояниях от центра 0 до любой ьй колесной пары становится известным направление перемещения каждого колеса. Это направление перпендикулярно радиусу-вектору dj, проведенному от центра 0 к середине площадки контакта колеса с рельсом, приблизительно к точке пересечения оси головки рельса с геометрической осью колесной пары.
Сила трения каждого колеса (наружного, внутреннего) любой ьй оси направлена в сторону, обратную перемещению колеса. Поперечные Н( и продольные И,- составляющие этой силы определяются из следующих выражений (см. рис. 2.13):
Я, =fP, cos у-V^fP^iny-cosy, = lt/d-sin у = S]/2d-, dia^ + (S}/2)2-
(2-17)
При этом принято, что b » 0 и = /(.
Коничностью колес в расчетах прене
108
брегают. Все поперечные силы: трения Hv Т, направляющие У, считаются приложенными не радиально,а перпендикулярно продольной оси экипажа.
Сила Т, приложенная на расстоянии Ln от первой оси тележки, представляет собой равнодействующую центробежной составляющей веса экипажа (приходящегося на одну тележку), образующейся в связи с возвышением наружного рельса, и нормальной составляющей силы тяги, приходящейся на одну тележку:
-п “н т- п С
т^Р‘-к^Т^' ™
где ан — непогашенное поперечное ускорение, кт — количество тележек в экипаже; Ln — длина поезда; Lx — длина хвостовой части поезда, считая от середины экипажа, вписывание которого рассматривается, Lc — длина рассматриваемого экипажа между осями сцепления автосцепок, FK — сила тяги, развиваемая локомотивом на кривой (при толкании или локомотивном торможении FK берется со знаком минус; при толкании Lx — длина головной части).
В свою очередь
v2 й
“н = 7Г*|’ (219)
где v — скорость движения поезда; h — возвышение наружного рельса.
Демпфирующий момент Мд, образованный силами трения в шкворне и скользунах, является постоянным. Он оказывает сопротивление в кривой повороту первой тележки (см. рис. 2.13) относительно кузова, который, поворачиваясь, увлекает за собой вторую тележку, способствуя ее повороту. Следовательно, знаки демпфирующего момента Мд у первой и второй тележек будут разные.
Для нахождения направляющих сил У|.н и У3.в используем методику Г. М. Шахунянца и составим два уравнения моментов: одно относительно середины С\ первой оси и второе — относительно середины С3 задней оси. Выполнив необходимые преобразования, получим:
У1_н = 2/РЯ + 7’(1-^)±^,
У3_в = 2/РВ-7’72*±7^,
$1 1 1 I h h ^2
Л = (7Г + 7Г + ^-) + 7- + ^-72’ (2 20)
4Lg di d2 d} dt d2
t> . J 1 J_\
D~4Lq \+d2 + d2)+d2 d2L0’
Pi-h +P,-b = 2P
Если средняя ось имеет достаточные поперечные разбеги, чтобы переместиться на нужную величину, то следует в выражениях для А иВ члены с множителем (/yl/j) считать равными нулю, так как отсутствуют поперечные составляющие Я2.н и -^2-в сил трения- Вместо члена Udi следует написать 2/5| в связи с тем, что в этом случае И2 = fP- Верхние знаки при Мд относятся к передней тележке, нижние — к задней. В случае двухосной тележки в формулах (2.20) выпадают члены, содержащие /2 и d2. Формулы верны при любом расположении полюса поворота.
Для определения демпфирующего момента Мд обозначим: коэффициенты трения скольжения в шкворне — через цшк, в скользунах — через цск (значения этих коэффициентов находятся в границах 0,1—0,2); давления на шкворень и скользуны каждой тележки — через 2ШК и 2СК; расчетный радиус поворота тележки относительно кузова на шкворне — через гшк. На скользунах — через гСК. Тогда:
^6 ~ Ншк 2шк гшк "* Иск 2ск гск (221)
Нормальным положением кузова на шкворневых тележках является его опирание на шкворни, на каждый из которых приходится половина веса кузова: 2СК = 0 и 2ШК = 0,5 2куз При большом крене часть нагрузки может передаваться на скользуны, например,
= (I/3-3/8) QKyl
и Сек = (1/6-1/8) 2куз
Вертикальное давление на тележки КВЗ-ЦНИИ передается только через
109
скользуны. В этом случае 2ШК = 0; бек — бкуз-
Перейдем к анализу формул (2.20). Обратим внимание на то, что от полюсного расстояния /| зависят лишь функции А и В. При заданной ширине колеи величина /| зависит от сил взаимодействия экипажа и колеи и не может рассматриваться независимой до тех пор, пока внутреннее колесо задней оси не дойдет своим гребнем до внутренней нити. Как только это колесо коснется и начнет прижиматься гребнем к этой нити (при заданной ширине колеи), значение /) становится неизменным и не зависящим от силовых взаимодействий экипажа и колеи.
Если известен зазор в колее 5, полюсное расстояние /( определяется зависимостью
тах/|=^ + ^. (2.22)
Здесь 8 определяется с учетом раз-бегов по первой и последней осям экипажа.
Если же ширина колеи подлежит определению (как в данном случае), то ее всегда можно задать такой, чтобы при любых значениях действующих сил колесо задней оси, катящееся по внутренней нити, касалось или прижималось своим гребнем к этой нити, т. е. чтобы выполнялись условия (2.20).
При заданных Р, Т и Мд значения У|.н и У3.в являются функциями А и В, а последние — функциями 1\. При этом функция А имеет максимум при l\ = LQ; функция В и (А + В) — при /| = 0,5 Lq. Как видно из формулы (2.22), 1\ не может быть менее 0,5 Lq.
Важно иметь такие значения А и В, при которых У1.н и У3.в были бы минимальны. Особенно большое значение имеет обеспечение минимума суммы У|.н + У3.в, характеризующей сопротивление движению тележек в зависимости от уровня направляющих сил. Обычно £ц = 0,5 Lq. В этом случае член с Т в сумме У1-н + У3.в равен нулю. Отсюда следует важный вывод о том, 110
что указанная сумма зависит от значений непогашенной части центробежной силы и нормальных составляющих сил тяги. Так как функция А при Lo > 6 меньше своего максимума, то, следовательно, и А при шах /| * Lq не будет максимальным. Поэтому оптимальное силовое взаимодействие тележки и колеи будет при шах /|. Однако 1\ не может быть сколько угодно большим по следующим соображениям.
Направляющая сила У3.в физически не может быть отрицательной, являясь давлением гребня колеса на рельсовую нить. Поэтому /1 физически не может быть более значения, при котором У3.в - 0. Таким образом, в пределах принятых ранее допущений оптимальная ширина колеи найдется из условия У3.в = 0, т. е. из условия свободного вписывания. Ширина колеи больше той, при которой У3.в = 0, пользы не приносит, так как не изменяет размер /|, определенный из указанного условия, ввиду того, что внутренняя нить, по-прежнему, не будет направляющей. Чем меньше ширина S колеи по сравнению с той, при которой У3.в = 0 и /] = max, тем больше будет значение У3.в и тем меньше будет /|.
Определению поперечных сил, действующих на путь при движении экипажа по кривым, посвящено много работ. Плодотворным при этом оказалось создание графиков-паспортов вписывания экипажей в кривые, предложенных и разработанных О. П. Ермаковым. Определение основных характеристик такого паспорта производится в зависимости от непогашенного ускорения дн. При этом направляющие, боковые, рамные силы и полюсные расстояния часто аппроксимируются линейными зависимостями:
У| = а + b ан;
= Х| = с + d ан< (2.23) где а, Ь, с, d — эмпирические коэффициенты.
В качестве примера на рис. 2.14 приведен график-паспорт бокового воздействия на путь грузового вагона
на тележках ЦНИИ-ХЗ с жесткой базой Lo= 1,85 м и нагрузкой от колесной пары на рельсы 220 кН. Коэффициент трения колес о рельсы f - 0,25.
Нормы и допуски по ширине колеи в кривых. Ширина колеи в кривых устанавливается оптимальной, обеспечивающей свободное вписывание массовых экипажей (вагонов). Ширина колеи должна также обеспечивать техническую возможность вписывания в кривые наиболее неблагоприятных по воздействию на путь экипажей. Этим определяется минимально допустимая ширина колеи. Максимально допустимая ширина колеи определяется из условия надежного предотвращения провала колес подвижного состава внутрь колеи.
Согласно приказа МПС РФ № 6Ц от 6.03.1996 г. установлено: "Номинальный размер ширины колеи между внутренними гранями головок рельсов на прямых участках пути и на кривых радиусом 350 м и более — 1520 мм. Ширина колеи на более крутых кривых должна быть:
при радиусе от 349 до 300 м — 1530 мм;
в том числе на железобетонных шпалах — 1520 мм;
при радиусе 299 м и менее — 1535 мм.
На участках железнодорожных линий и путях, где комплексная замена рельсошпальной решетки не производилась, допускается на прямых и кривых участках пути радиусом более 650 м номинальный размер ширины колеи — 1524 мм. При этом, на более крутых кривых ширина колеи принимается:
при радиусе от 650 до 450 м — 1530 мм;
при радиусе от 449 до 350 м — 1535 мм;
при радиусе от 349 м и менее — 1540 мм.
Величины отклонений от номинальных размеров ширины колеи, не требующих устранений, на прямых и кривых участках пути не должны превышать по сужению -4 мм, по уширению +8 мм, а на
Рис. 2.14. График-паспорт бокового воздействия иа путь в кривой вагона на тележках ЦНИИ-ХЗ
участках, где установлены скорости движения 50 км/ч и менее — по сужению -4 мм, а по уширению+10 мм.
Порядок устранения отклонений, превышающих указанные значения, устанавливается МПС России.
Ширина колеи менее 1512 мм и более 1548 мм не допускается.
Порядок эксплуатации бесстыкового пути на железобетонных шпалах, уложенного до 1996 г., устанавливается МПС России.
При этом требуется, чтобы крутизна отводов ширины колеи составляла не более 1 мм на 1 м длины пути на участках со скоростями до 140 км/ч, 1 мм на 1,5 м при скоростях 141— 160 км/ч и 1 мм на 2 м при скоростях 161—200 км/ч.
Отвод уширения колеи в кривых делают на протяжении переходных кривых.
Устройство пути в кривых малых радиусов. Если радиус кривой настолько мал, что максимальная нормативная ширина колеи 1535 мм оказывается
Рис. 2.15. Положение колесных пар в кривой при наличии контррельса
111
меньше минимально необходимой, определенной по схеме заклиненного вписывания с добавлением минимального зазора 5min , то в таких кривых резко возрастает боковой износ рельсов и расстройство рельсовой колеи.
Для облегчения работы наружной нити в таких кривых укладывают контррельсы внутри колеи и вдоль внутренней нити. В этом случае направляющая колесная пара колесом, идущим по внутренней нити, упирается в контррельс, не распирая наружную нить (рис. 2.15). В очень крутых кривых приходится иногда укладывать контррельсы у обеих нитей внутри колеи. Контррельсы увеличивают сопротивление движению, поэтому практически укладку их применяют лишь в кривых радиусом примерно 160 м и менее. Желоб между контррельсом и рельсом внутренней нити кривой должен иметь ширину 60—85 мм. Контррельсы должны быть надежно соединены с ходовыми рельсами посредством вкладышей и болтов.
Все новые локомотивы рассчитывают на вписывание в кривые радиусом не менее 150 м при ширине колеи 1535 мм.
2.4.2. Возвышение наружного рельса
При проходе подвижного состава по кривой возникает центробежная сила, стремящаяся опрокинуть экипаж наружу кривой. Опрокидывание может произойти только в исключительных случаях. Однако центробежная сила неблагоприятно действует на пассажиров, вызывает перераспределение вертикальных давлений на рельсы обеих нитей и перегруз наружной нити. Центробежная сила вызывает также дополнительное воздействие на путь при вписывании экипажа в кривую. Это влечет за собой усиленный износ рельсов наружной нити. Кроме того, большие поперечные силы вызывают раскантовку рельсов, уширение рельсовой 112
колеи, расстройство положения пути в плане.
Во избежание указанных явлений устраивают возвышение наружной рельсовой нити над внутренней. Появляющиеся горизонтальные составляющие веса экипажей за счет наклона полотна железнодорожного пути нейтрализуют негативные последствия действия центробежных сил в кривых.
Величина возвышения определяется исходя из двух требований:
обеспечения одинакового вертикального износа обоих рельсов в кривых, характеризуемого одинаковым давлением колес на наружную и внутреннюю рельсовые нити;
обеспечения комфортабельности езды пассажиров, характеризуемой допускаемым непогашенным ускорением.
Для обеспечения одинакового вертикального износа обеих нитей необходимо, чтобы сумма нормальных давлений от всех поездов на наружную нить (или нормальных реакций Ен на эти давления) равнялась сумме нормальных давлений от тех же поездов на внутреннюю нить (или ее нормальных реакций Ев на эти давления). При этом и боковые силы, передаваемые на наружную рельсовую нить, не будут чрезмерными.
Таким образом, необходимо, чтобы (рис. 2.16)
£ЕН = £ЕВ. (2.24)
Центробежная сила при движении экипажа массой т по кривой радиусом R со скоростью v будет определяться выражением:
где G — вес экипажа; g — ускорение силы тяжести.
Горизонтальная составляющая веса экипажа при наличии в кривой возвышения наружного рельса h
H=G sin G-^-mg-^ , (2.26)
где 5] — расстояние между осями рельсов.
Напишем уравнение моментов относительно середины колеи (точка А на рис. 2.16) сил веса G экипажа и центробежной силы J, передающихся на рельсы через одну колесную пару, и нормальных реакций рельсов Ен и £в (моменты от боковых реакций рельсов Тн и 7в равны нулю, так как плечи этих сил равны нулю):
(J cos а - G sin а) а = (Ен - Ев) —, (2.27) где а — расстояние от центра тяжести экипажа до уровня головок рельсов.
По малости угла a cosa»l,tga® » sin а = А/5|.
Тогда
EH-EB = ^(J-G^) = 0. (2.28)
Так как 2a/S\ 0, то J - GhlS\ = 0.
Подставив вместо J и G их значения, получим:
р2 й
/н(^-^^) = 0. (2.29)
Откуда при т 0
5|V2
Л=7я- (2-3°)
Для многих экипажей будем иметь
= = (2.31)
откуда
h~ gR ,VcP LG
(2.32)
Скорость vcp называется средней квадратичной, взвешенной по тоннажу. При S| = 1,6 м, q = 9,81 м/с2, получим v?_
h = 0,163(2.33) Л
При выражении vcp в километрах в час, айв миллиметрах
V2
Л =12,5-4*. (2.34)
Л
Рис. 2.16. Положение экипажа в кривой с возвышением наружного рельса
Для ширины колеи 1435 мм (5j = = 1,5 м) будем иметь
VCD
й= 11,84?. (2.35)
Л
Рассмотренная схема не учитывает ряд особенностей экипажа: рессорное подвешивание, его положение в рельсовой колее (несовпадение оси пути и экипажа), воздействие на расчетный экипаж других подвижных единиц, находящихся в поезде, воздействие боковых сил.
Поэтому к расчетному возвышению рекомендуется вводить поправку Дй, включающую три и более составляющих:
Д й = С| + е2 + е2, (2.36)
где е\ — поправка, учитывающая влияние эксцентриситета расположения колесных пар в рельсовой колее и смещения его за счет рессорного подвешивания; е2 — поправка, учитывающая влияние силы тяги и сопротивление движению поездов; е2 — поправка, учитывающая влияние сил ветра.
Согласно исследованиям Г. М. Ша-хунянца поправка е\ включает две составляющие
е1 = е'1 + це"1. (2.37)
113
Рис. 2.17. Схема поперечных составляющих продольных сил при движении экипажей в кривой
Здесь ц представляет собой долю тоннажа пассажирских поездов от общего тоннажа всех поездов. Значение e'i может доходить до 10 мм, составляя в среднем 4—6 мм. Значение е"| определяется зависимостью
V2 /1
e'' = 80y(-^-g^)rfX»30aHn. (2.38)
Здесь у * 0,8-5-0,9 является отношением массы кузова к массе всего экипажа; dk « 0,45 м — длина подвески люльки.
Здесь гп обозначает среднюю квадратичную скорость пассажирских поездов, взвешенную по тоннажу; (7П — вес пассажирского поезда.
В формуле (2.38) представлены в| в миллиметрах, dk — в метрах, анп — непогашенное ускорение пассажирских поездов — в метрах в секунду в квадрате (м/с2).
В целом поправка в| составляет 5— 10 мм.
Поправка е2 учитывает влияние силы тяги и сопротивления движению поездов. На вагон, находящийся в средней части поезда, действует сила тяги локомотива F|_| и силы сопротивления вагонов, идущих за ним Fi+I (рис. 2.17). Поперечная составляющая сила, действующая на автосцепку вагона,
Nt = NM + Ni-i = (F/+, + FM) sin q>. (2.39)
Из схемы видно, что
Ф Д.
sin <р « 2 sin у « , (2.40)
где Lc — расстояние между осями автосцепок.
Приняв в среднем для поезда продольные силы равными половине силы тяги FK/2, при наличии в поезде п экипажей, для всего поезда получим
2L. । FL
N = —£ - F п = — п я 2 х R
(2.41)
где nLz = Ln — длина поезда.
От силы N; появится момент, который должен войти в уравнение равновесия сил, действующих на экипаж в кривой, и определить величину и знак е2. Г. М. Шахунянц предложил определять поправку ег по формуле
SJ£FKLn
2~ a RZG
(2.42)
где 51! = 1,6 м — расстояние между осями рельсов; /— расстояние от осей автосцепок до уровня головок рельсов (/'«1,0 м); а « 2,0 м — расстояние от уровня головок рельсов до центра тяжести экипажа; S G — масса всех поездов.
Поправка е2 учитывает влияние силы ветра. Она может иметь значение лишь для некоторых районов с сильными ветрами. Формула для е3 выводится аналогично формуле для е2 и имеет вид
5. b Е W Е v2 L„
ез = ±-£Г^я± 010075(2'43)
где b « 2,25 м — расстояние от головок рельсов до равнодействующей сил ветра JV; vB — нормальная составляющая скорости ветра; Kt — доля поездов, проходящих кривую при господствующем ветре.
С учетом всех поправок формулу (2.32) можно представить в виде:
5. v2 S.v2
‘-T5E‘4‘-'c»7f:
X..I +
gbhR
S] Vcp
(2.44)
114
При подготовке линий к скоростному движению поездов рекомендуется принимать Kh = 1,2.
Тогда формула (2.34) будет иметь вид:
V1
h=\2,5KH-&. (2.45)
Устойчивость экипажа против опрокидывания. Принятое возвышение наружного рельса должно быть проверено на опрокидывание экипажей в кривых.
Устойчивость экипажа против опрокидывания оценивается коэффициентом (рис. 2.18)
"=27- (246)
Эксцентриситет е относительно середины колеи (точка А) равнодействующих F всех сил, действующих на колесную пару экипажа, нормальная составляющая которой N = £н + Еъ, найдем из уравнения моментов относительно точки А:
Л^ + 1ЧЕВ-ЕН) = О;
(Ен-5,) £1
е (Ен + Ев) 2
Откуда
Значения £н и Ев зависят от скорости движения; их находят из условий равновесия (см. рис. 2.18), используя уравнение моментов относительно точки А и уравнение проекций сил на нормаль к касательной к поверхности катания головок рельсов.
В обычной метеорологической обстановке, при которой влияние ветра на устойчивость экипажа незначительно, при исправном пути и подвижном составе п > 3. Для относительно редких случаев сильных ветров, исходя из условия соблюдения требования (2.47), ограничивают допустимую скорость движения поездов, а иногда и допустимость самого движения.
Рис. 2.18. Схема сил, действующих на колесную пару, при оценке устойчивости экипажа против опрокидывания в кривой
Определение возвышения наружного рельса из условия обеспечения комфортабельности езды пассажиров. Многолетний опыт железных дорог и многочисленные исследования показывают, что большие значения непогашенных горизонтальных ускорений неприятно ощущаются пассажирами. Величина возвышения наружного рельса, вычисленная по средневзвешенной скорости, очевидно, будет недостаточной для гашения центробежных ускорений, возникающих при прохождении по кривой пассажирских поездов. Требуется установить такое возвышение, чтобы величина непогашенного ускорения, возникающая при прохождении поезда с максимальной скоростью, не превышала допустимой величины:
vmax g h , .о.
(248)
откуда у* 5. 5.
A = (149)
Здесь анд — допустимая величина непогашенного центробежного ускорения. Согласно нормативам МПС анд принимается равным для пассажирских поездов 0,7 м/с2 (в отдельных случаях с разрешения МПС анл= = 1,0 м/с2), а для грузовых поездов анд = ±0,3 м/с2.
Принимая = 1,6 м, q = 9,81 м/с2, v, км/ч, a h, мм, получим
у2
h = 12,5-^- 163 аид. (2.50)
115
При анд = 0,7 м/с2
Л= 12.5-^-115. (2.51)
Л
Максимальная величина возвышения наружного рельса на отечественных дорогах принята равной 150 мм. Если по расчету получится большая величина, принимают 150 мм и ограничивают скорость движения по кривой из уравнения (2.50)
vmax = "70,08 Л + 13 a™ . (2.52)
Шал ’ НД ' '
При анд = 0,7 м/с2 и h = 150 мм
vmax = 4,6V«. (2.53)
Предельные значения R для различных скоростей движения, определенные по формуле (2.53), следующие:
Vmax. КМ/Ч . . 80 100 120 140 160 180 200 R, м...... 300 470 680 930 1210 1530 1890
Максимальное возвышение наружного рельса ограничено величиной 150 мм во многих странах (Англия, США, Польша, Румыния и др.). На скоростных линиях Японии и Франции Лтах = 200 ММ.
Воззышение наружного рельса над внутренним обычно осуществляется его поднятием с сохранением положения внутреннего рельса неизменным. Более целесообразно повысить наружный рельс на 0,5Л и понизить внутренний на эту же величину. Устройство возвышения таким способом в тоннелях дает экономию в их высотах. При прохождении таких кривых экипажи не изменяют из-за возвышения наружного рельса над внутренним высотное положение своих центров тяжести, что особенно важно для линий с высокими скоростями движения.
Нормы возвышения наружного рельса. Возвышение должно устраиваться в кривых радиусом 4000 м и менее. Согласно указанию МПС № С-ЗЗЗу от 17.03.1997 г. величина возвышения на
ружного рельса в кривой определяется по формулам:
для пассажирских поездов
у2
йп= 12,5-^-115; (2.54)
для грузовых поездов
у2
^=12,5 - 50 ; (2.55)
для потока поездов
V2
ЛПОТ=12,5-2Е, (2.56)
где vmax п и vmax гр — максимальные скорости соответственно пассажирских и грузовых поездов, установленные приказом начальника дороги, км/ч; vnp — средняя приведенная скорость поездопотока, км/ч; R — радиус кривой, м.
Формула (2.54) выведена из условия а нп = 0,7 м/с2, формула (2.55) — из условия ан гр = 0,3 м/с2, а формула (2.56) ан пот — 0.
Средняя величина приведенной скорости поездопотока vnp определяется по формуле
1 niQtv]
”пр= \ ---------- • (2-57)
У 2- ni Qi
где П( — число поездов; Qt — масса поезда; г. — фактическая скорость движения.
Фактические скорости определяются на основании обработки скоростемерных лент. При этом производится отбор по пяти скоростемерных лент в месяц в течение не менее 6 мес. по каждому виду поездов и по ним определяется скорость каждого конкретного поезда, реализованная в кривой.
На перегонах без резких переломов профиля допускается определение vnp по формуле
v Г + v Г
- rz ХП 1 П Т кХГ * гр соч
vnp = К--FT7------- ' (2'58)
1 п т ‘ гр
где vxn и vxr — ходовые скорости пассажирских и грузовых поездов, определяемые по режимным картам вождения поездов или
116
по тяговым расчетам; Г„ и — годовая грузонапряженность брутто в пассажирском и грузовом движении по отчетным данным.
Коэффициент К определяется сравнением скоростей по скоростемерным лентам и соответственно по режимным картам и тяговым расчетам. Для среднесетевых условий в первом случае К = =0,92; во втором случае К = 0,85.
В расчетах также используется величина Vj-p ф — фактическая скорость потока грузовых поездов, определяемая по формуле (2.57) только для грузовых поездов.
При определении возвышения по формуле (2.54) рациональная работа пути обеспечивается при скоростях движения потока грузовых поездов, лежащих в пределах
^vmax п - 5,2 R S V’rp ф > '/t'max п ~ ‘3 ,
(2.59)
что соответствует уровню непогашенных ускорений пассажирских поездов дн п = м/с2 и грузовых поездов дн рр = ±0,3 м/с2.
Зависимость (2.59) получена из соотношений:
у2 у2
12,5 - 115 :> 12,5- 50 ;
Л Л
у2 у2
12,5 + 50 > 12,5- 115 . Л Л
Левая часть второго неравенства соответствует дн гр = - 0,3 м /с2.
Если фактическая скорость потока грузовых поездов ф не соответствует формуле (2.59), например, на руководящих подъемах и в местах действия длительных предупреждений, рекомендуется определять максимальную скорость пассажирских поездов по формуле
*тахп = Чф+13А’ (2-6°)
полученной из соотношения
v2 у2
]2 5 ЛЩ-й_ Ц5= 12,5-^+50 , л К
и повторить расчет возвышения или повысить фактические скорости грузовых поездов.
При определении величины возвышения по формуле (2.55) необходимо провести проверку нахождения фактических скоростей потока грузовых поездов в пределах диапазона рациональных скоростей (непогашенных ускорений дн = ±0,3 м/с2) по формуле
(2.61)
полученной из неравенства у2 у2
12,5 +50 12,5 —17 - 50 .
Л Л
Если фактическая скорость потока грузовых поездов ф ниже, чем определенная по формуле (2.61), в силу причин, изложенных выше, рекомендуется определить максимальную скорость пассажирских поездов по формуле (2.60), проверить соотношение максимальных скоростей пассажирских и грузовых поездов по формуле
Ртах п = ^тах гр + 5.2Л , (2.62)
полученной из зависимости
а также уровень максимальных скоростей грузовых поездов по формуле
vmax гр = ^гр ф + 8 Л , (2.63)
и после корректировки максимальных скоростей грузовых и пассажирских поездов повторить расчет возвышения.
Для многорадиусных кривых величина возвышения рассчитывается по минимальному радиусу, полученному после расчета выправки кривой. При этом для других радиусов должно обеспечиваться соблюдение нормативов по предельным непогашенным ускорениям в соответствии с приказом МПС № 2ЦЗ от 14.07.1994 г.
Величина фактического радиуса кривой может быть определена по
117
ленте путеизмерителя ЦНИИ-2 по приближенной формуле (для масштаба записи 1:2)
_ 17758
где / — средняя стрела круговой кривой (расстояние по вертикали на ленте путеизмерителя между нулевой линией, соответствующей прямым участкам, и средней линией, проведенной на графике рихтовки для всей круговой кривой или ее части).
2.4.3. Переходные кривые
Переходные кривые обеспечивают плавный переход подвижного состава из прямой в круговую кривую или из круговой кривой одного радиуса с одним возвышением в кривую другого радиуса с другим возвышением наружного рельса.
В пределах переходной кривой (ПК) плавно нарастает кривизна К = 1/р пути за счет изменения переменного радиуса р от р = да в начале переходной кривой (НПК) до р = R в конце переходной кривой (КПК). В пределах ПК плавно увеличивается возвышение наружного рельса от 0 в НПК до Л в КПК; делается отвод уширения колеи, если последнее имеется в круговой кривой.
Учитывая, что центробежная сила обратно пропорциональна радиусу, в НПК при р = 0 она равна нулю, а в
пределах круговой кривой J = mv2/R. Переменная кривизна, отвод возвышения наружного рельса и ширины колеи в пределах ПК вызывают силовые факторы, которых нет в других участках пути.
Основные требования к устройству и содержанию ПК сводятся к тому, чтобы появляющиеся, развивающиеся и исчезающие силовые факторы (ускорения, силы, моменты) в пределах длины / ПК изменялись постепенно и монотонно, с заданным графиком, а в начале и конце ПК они были равны нулю, что обеспечивается при соблюдении требований, указанных в табл. 2.2.
Первые три требования о недопустимости внезапных изменений в НПК, КПК и на протяжении переходной кривой (рис. 2.19) ординат у, углов поворота <р и кривизны к по монотонности их изменения очевидны без объяснения. Четвертым является требование криволинейности отвода возвышения наружного рельса и перехода по касательной к положению наружной рельсовой нити на прямой и круговой кривой. На рис. 2.20 показаны рельсовые нити, спроектированные на вертикальную плоскость.
Начало координат помещено в НПК; по оси ординат отложены текущие значения возвышения h наружного рельса, по оси абсцисс — текущие длины / переходной кривой. Текущий угол возвышения h обозначен через у.
Таблица 2.2. Требования к переходным кривым
Номер требования Характеристика Солеожание требований
НПК КПК Пеоехолная коивая
I 2 3 I у = J sin <р d 1 0 1 Ф=/кd1 0 к = 1/р 0 0 0 Нс ограничиваются Должны меняться непрерывно и монотонно. Абсолютные значения и градиенты их изменения по длине не должны выходить за допустимые значения
4 dk/dl 0 0 То же, кроме требования ’’монотонно"
5 /к ! dl1 Q 0
118
При этом
Так как по условию в НПК и КПК tg у = 0, то в этих точках должно быть также dk/dl = 0. Ограничение максимума угла у и интенсивности его нарастания внутри интервала приводит к такому же требованию в отношении dk/dl, что и указано в четвертой строке табл. 2.2. Пятое условие обеспечивает выполнение указанных ранее требований в отношении дополнительных силовых факторов. Дополнительные силы и моменты пропорциональны поступательным и угловым ускорениям, поэтому к тем и другим предъявляются одинаковые требования.
Выполнение всех пяти требований табл. 2.2 создает наилучшие условия прохода подвижного состава по кривым, что особенно важно при высоких скоростях движения. Практически эти требования приводят к проектированию таких переходных кривых, у которых график кривизны и возвышения имеет полярную (относительно середины кривой) симметричную, или, как говорят, S-образную форму. В середине криволинейного отвода возникает уклон в 1,5—2 раза больший, чем при прямолинейном отводе возвышения. Кроме того, в этих случаях требуются небольшие сдвижки круговых кривых для устройства переходных, что может оказаться нужным в стесненных условиях. Однако разбивка и содержание таких кривых требует более высокой точности, чем при выполнении только первых четырех и особенно трех условий.
При выполнении лишь первых трех требований изменение кривизны и отвода возвышения наружного рельса прямолинейны. На отечественных дорогах переходные кривые устраивают с прямолинейными отводами.
Центробежная сила, возникающая в любой точке переходной кривой, должна уравновешиваться центростремительной, возникающей за счет наличия возвышения наружного рельса
Рис. 2.19. Схема положения переходной кривой в плане
Рис. 2.20. Схема положения рельсовых нитей на переходной кривой в профиле
Это требование будет выполнено, если кривизна 1/р ПК будет нарастать пропорционально росту возвышения наружного рельса Л, а при линейном уклоне отвода возвышения и пропорционально длине переходной кривой, так как
/ = |. (2.66)
Из (2.65) найдем
S'] у2
Подставив в (2.66) вместо h его значение из (2.67), найдем, что
Обозначим С = Siv2/ig и назовем эту величину физическим параметром переходной кривой. Тогда выражение для / получит вид:
/ = ^=СЛ. (2.69)
При I = /д в КПК р = R и
С = Rl0. (2.70)
119
Рнс. 2.21. Интерпретация предела применения ра-диоидальной спирали н кубической параболы в качестве переходной кривой
Здесь С — параметр (геометрический) переходной кривой.
Уравнению (2.69) удовлетворяет кривая, называемая радиоидальной спиралью (клотоидой) в натуральной системе координат р и /. В декартовой системе это уравнение имеет вид:
х3 2 х4 , 293 х3 . ,, 7П
У = 6С ( 35 С2 237000 С4 '(2’7 >
В параметрическом виде координаты клотоиды выражаются так:
/4 /8
Х = /(1 “40С5+ 3456С4“"‘);
_ /3 Z4 Z8
У = 6C(I " 56С2 + 7040С4 ~ ’
(2.72)
Ряды в скобках быстро сходятся. Больше чем двумя членами ряда в уравнениях (2.72) практически пользоваться не приходится. Во многих случаях представляется возможным ограничиться первыми членами рядов
Рнс. 2.22. Положение тележки экипажа в начале переходной кривой
120
Последнее выражение является уравнением кубической параболы и достаточно часто применяется для разбивки переходных кривых.
Однако особенности изменения кривизны кубической параболы позволяют применять ее для переходных кривых лишь в ограниченных пределах (участок ОВ на рис. 2.21). От 0 до точки В кривизна кубической параболы увеличивается, а далее уменьшается. Точке В соответствует угол, равный 24°5'4Г'. Следовательно, кубическая парабола может быть применена в качестве переходной кривой лишь на отрезке ОВ.
Как показали исследования Г. М. Шахунянца, если
R > 1,602 С5/9, (2.74)
то кубическую параболу можно применять вместо радиоидальной спирали.
Кубическая парабола отличается от радиоидальной спирали тем, что ее кривизна меняется пропорционально не протяжению переходной кривой, а ее проекции на ось х.
Длины переходных кривых определяются рядом условий, которые можно разделить на три группы.
Первая группа, связанная с отводом возвышения наружного рельса в пределах переходной кривой, включает следующие условия:
предотвращение схода колес с рельсов внутренней нити;
ограничение вертикальной составляющей скорости подъема колеса на возвышение;
ограничение скорости нарастания непогашенной части центробежного ускорения.
Вторая группа условий связана с наличием зазоров между гребнями колес и рельсовыми нитями и потерей кинетической энергии при ударе колеса первой оси о рельс наружной нити.
Третья группа связана с необходимостью обеспечения практической возможности разбивки на местности переходной кривой и дальнейшего исправного ее содержания, для чего ее
геометрические размеры должны быть достаточными.
Из этих условий наибольшей длины обычно требуют первые три условия (первая группа).
Предотвращение схода колес с рельсов внутренней нити достигается при следующих условиях. Пусть тележка экипажа в начале переходной кривой оказалась в положении, показанном на рис. 2.22. В случае заклинивания рессор тележка будет опираться на рельсы двумя колесами одной крайней колесной пары жесткой базы и наружным колесом другой крайней пары. Второе колесо этой пары, катящееся по внутренней нити, окажется приподнятым в случае прямолинейного отвода на величину iL, где L — жесткая база экипажа. Во избежание вползания гребня колеса, имеющего свес т = 28 (30) мм над средним кругом катания, должно быть т > iL. Наиболее длиннобазные трехосные тележки локомотивов имеют L = =4,6 м. При т = 30 мм m/L = 0,0065. В этом случае должно быть i < 6,5%О. Упругость пути и наличие рессор уменьшают вероятность вползания колеса на рельс.
Обычно по первому условию принимают /| = 1%о, в трудных условиях — 2%о, максимальный отвод — 3%о.
Ограничение вертикальной составляющей скорости подъема колеса на рельс (второе условие) обеспечивается следующим. При очень малой длине переходной кривой (см. рис. 2.20) экипаж проходит ее так быстро, что взаимодействие колеса и рельса наружной нити в пределах отвода возвышения близко к ударному. Для недопущения этого ограничивают вертикальную составляющую скорости подъема колеса на рельс допустимой величиной /, т. е. требуют, чтобы
dt J
Так как dt-*', v
то при максимальной скорости движения экипажа vmax будет
dh
Vmax dl
При прямолинейном отводе dh .
dl ~‘2'
поэтому
‘2 5
z V kmax
(2.75)
Скорость подъема колеса по отводу возвышения наружного рельса обычно принимается f = 38 мм/с и не должна превышать f < 50 мм/с. Если принять для скоростей движения vmax < 140 км/ч f = 38,9 мм/с, то получим . _ 140 *2 5------------------•
L V чпах
(2.76)
По третьему условию, ограничивающему скорость нарастания непогашенного горизонтального ускорения ц/, длина переходной кривой должна удовлетворять условию:
, . ан '"’max '0 2 —ф—
(2.77)
где ф — скорость нарастания поперечного ускорения, м/с3.
Определив допускаемые значения q и i2 и приняв наименьшее из них за расчетное значение iq, находят необходимую длину переходной кривой
hQ
10 = /. (2.78)
'о
Полученное значение Iq проверяют по выполнению условия (2.77).
Крутизна отвода возвышения должна быть не более iq < 1%о при скоростях до 140 км/ч, г’о 0,67 %о при скоростях 141—160 км/ч и /q < 0,5%о при скоростях движения 161—200 км/ч.
Длины переходных кривых находятся в границах от 20 до 180 м с интервалами по 10 м и зависят от категории линии и скоростей движения по кривым. Определив /д по формуле (2.78), окончательно принимают ближайшее
121
Тогда
Рис. 2.23. Расчетная схема разбивки переходной кривой
(обычно большее) значение по СНиПу. После установления длины /q определяют параметр С переходной кривой по формуле (2.70).
Разбивка переходных кривых. Элементы переходных кривых, необходимые для их разбивки на местности, находятся в зависимости от способа разбивки. Различают следующие способы разбивки переходных кривых: способ сдвижки круговой кривой вовнутрь; способ введения дополнительных круговых кривых меньшего радиуса, чем радиус основной кривой; способ (Н. В. Харламова) смещения центра и изменение радиуса.
Рассмотрим случай разбивки переходных кривых способом сдвижки. Этот способ заключается в следующем. Для разбивки кривых по координатам необходимо знать (рис. 2.23) сдвижку р круговой кривой и расстояние от НПК (точка А) до тангенсного столбика Tq. Но для этого прежде всего находят т — расстояние от начала переходной кривой до нового положения тангенсного столбика Т, затем определяют сдвижку р, угол (р0 и все ординаты кривой. Из рис. 2.23 видно, что:
т = хд - R sin <р0; (2.79)
Фо
p = yg-R( 1 - cos фо) = у0 - 2Я sin2 у.
(2.80)
т0 = т +Р tg Р /2. (2.81)
Здесь Xq и уо — координаты конца переходной кривой; угол касательной к кривой в той же точке с положительным направлением оси абсцисс равен Фо- В случае радиоидальной спирали
I I
Фо= \kdl= = (2.82)
о о
Для конца переходной кривой
'<> /1 О->\
Фо = 2С = 2R • (2 83)
Во многих случаях значения и р находят приблизительно, имея в виду что
А)
С1п т- ем т- ем -. •
*0 « /о и
__1_ А
6С " 6R ’ тогда
I® о ..
т° “ 1' р и 24Я ’ (2,84)
Возможность устройства переходных кривых длиной /о при угле поворота линии р определяется тем, чтобы длина круговой кривой была не меньше некоторого минимума Lmin:
Я(Р-2Фо) £ Lmin. (2.85)
При этом Lmin определяется условием размещения в ее пределах полной колесной базы экипажа. Можно принять Lmjn = 0, если алгебраическая разность уклонов отводов возвышения наружного рельса примыкающих друг к другу переходных кривых не будет превышать максимально допустимого (но не использованного) уклона отвода возвышения наружного рельса для каждой переходной кривой.
122
2.4.4. Укороченные рельсы на внутренней нити
Укладка укороченных рельсов на внутренней нити кривой имеет целью установку рельсовых стыков одной нити напротив рельсовых стыков другой нити (по наугольнику) и вызвана тем, что длина внутренней нити кривой меньше, чем наружной.
Определим для любого вида кривой величину, на которую внутренняя нить будет короче наружной на любом отрезке кривой. Рассмотрим отрезок кривой между сечениями АА\ и ВВ\ (рис. 2.24), заключенный в угле ф = (р2-ф|-
Длина дуги АВ по наружной нити
ч>2
и АВ= f рн <йр . ф.
Длина дуги А\Ву по внутренней нити
Ч>2
ф|
где р — текущее значение радиуса.
При этом укорочение внутренней нити составит
5 = J Рн^ф- J Рв^ф= /(Рн-Рв)^Ф-ф| Ф1 ф|
Но (рн - рв) = S], следовательно,
’г
f S, б/ф = 5| (ф2-ф!) = Sj ф . (2.86)
ф,
Из сказанного ранее известно, что для переходной кривой
Р
* = 2С'
а для круговой кривой
1
Рис. 2.24. Расчетная схема определения укорочения внутренней рельсовой нити в кривой
Укорочение в пределах переходной кривой на расстоянии / от ВПК составит
S,/2 = (2-87)
Полное укорочение на всей переходной кривой
Укорочение на круговой кривой внутренней нити по сравнению с наружной для любого отрезка /к согласно формуле (2.86)
S.L
= (2.89)
Суммарное укорочение для двух переходных и круговой кривых составит
S,
^ = 2^по + ^ = ^(/0 + 4) • (2-90)
Количество укороченных рельсов на всей кривой
л = А, (2.91)
где к\ — стандартное укорочение для рельсов длиной 12,5 м, равное 40, 80 и 120 мм, а для рельсов длиной 25 м — 80 и 160 мм.
Порядок укладки укороченных рельсов на внутренней нити определяется после того, как найдены длины
123
Рис. 2.25. Расположение рельсов нормальной длины по наружной нити кривой
переходных и круговых кривых и выяснено местоположение на наружной нити стыков на границах прямых и переходных кривых, ПК и круговых кривых и т. д. Расстояния этих стыков от соответствующих точек переходных и КПК показаны на рис. 2.25. Если некоторый z'-й рельс лежит одной своей частью на одной кривой (прямой), а другой частью — на другой кривой, то эти части обозначены соответственно Я| и 02, Ь[ и Z>2 и т- Д-
Потребные и фактически осуществляемые укорочения (ведя счет от начала первой переходной кривой) подсчитывают для конца каждого рельса по формуле (2.87). При этом укороченные рельсы укладывают так, чтобы несовпадение стыков не превышало 0,5/с,. На каждой кривой предпочтительно применять один тип укорочения.
Укорочение на круговой кривой для любого отрезка длиной /к определяется по формуле (2.89). Суммарное укорочение для i-ro стыка, лежащего на круговой кривой
S, 1К
^По + -)Г- (2.92)
Для конца круговой кривой
^кк = ^по + ^. (2-93)
Укорочение на второй переходной кривой рассчитывается с учетом того, что ее начало лежит в конце всей кривой
S
^=2^по + ^-^. (2-94)
где 1Х — расстояние от данного стыка до начала (НПК) второй переходной кривой.
Для ускорения расчетов имеются программы для ЭВМ, специальные графики и таблицы.
2.4.5. Уширение междупутных расстояний в кривых
В круговых кривых на двухпутных линиях увеличивают расстояние между осями путей по габаритным нормам. Это увеличение осуществляется разными способами. Один из способов заключается в том, что междупутное расстояние увеличивают с 4,1 м до 4,1 + +Aq на прямых перед каждой переходной кривой введением дополнительных S'-образных кривых (рис. 2.26, а). Этот способ применяют редко, так как он имеет крупный недостаток: на отодвигаемом пути появляется по две кривые с каждой стороны основной кривой, хотя и большого радиуса.
Другой способ (способ разных сдвижек) состоит в том, что применяют разные параметры С переходных кривых наружного и внутреннего путей. Переходную кривую наружного пути устраивают обычным порядком, а параметр С переходной кривой внутреннего пути подбирают таким образом, чтобы сдвижка внутренней круговой кривой (рис. 2.26, б) Рв была равна сдвижке круговой кривой наружного пути плюс Ло, т. е.
/>„ = />„ + Ло. (2.95)
124
Переходная кривая внутреннего пути получается больше наружного. Сдвижка пути (см. рис. 2.23 и формулу 2.84)
/2 р - ов в 24Я„ ’
откуда
/ов = <24 Лв Рв . (2.96)
Поскольку Рв = Рн + Aq, окончательно получим
/ов = >/24Яв(Рн + Л0) = 4,9^в(Рн + И0) .
(2.97)
Параметр переходной кривой внутреннего пути
Св = Лв /ов.
(2.98)
Рис. 2.26. Схемы увеличения расстояний между осями путей в кривых на двухпутных линиях
Для возможности разбивки кривой должно быть выдержано условие (2.85) для внутреннего пути.
2.5. СОПРЯЖЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ТРАССЫ
Для обеспечения безопасности движения поездов весьма важное значение имеет вопрос об устройстве сопряжения кривых в плане. Железнодорожный экипаж при следовании по сопряженным кривым претерпевает сложные перемещения в пространстве с резкими
кренами кузова то в одну, то в другую сторону, с изменением знаков вращения относительно горизонтальной и вертикальной осей. Для обеспечения более плавного движения рекомендуется укладывать между кривыми прямые вставки. Если принять во внимание,
Таблица 2.3. Длина прямых вставок
Категория железнодорожной ЛИНИИ Длина прямой вставки, м
в нормальных условиях между кривыми, направленными в трудных условиях между кривыми, напрааленными
в разные стороны в одну сторону в разные стороны в одну сторону
Скоростная 150 I50 юо юо
Особогрузоиапряженная 75 I00 50 50
I и II 150 I50 50 75
III 75 100 50 50
IV 50 50 30 30
Примечания. I. В условиях, когда на особогрузоиапряженных линиях предусматривается максимальная скорость движения пассажирских поездов свыше 120 км/ч. прямые вставки на указанных линиях следует принимать по нормам, предусмотренным для линии I категории.
2. На подъездных путях, обслуживаемых маневровым порядком, и в трудных условиях при поездном движении со скоростями не более 25 км/ч, а также на временных участках трассы, сооружаемых иа период строительства, прямые вставки между переходными кривыми допускается не устраивать. При отсутствии переходных кривых прямые вставки допускается не устраивать, если не предусматривается возвышение наружного рельса.
125
Рис. 2.27. Сопряжение смежных кривых:
а, б — при достаточной длине прямых вставок; в — при недостаточной длине прямой вставки; /ц. hi — полная высота возвышения наружного рельса над внутренним
что в среднем вагоны имеют частоту боковых колебаний порядка 1—2,5 Гц, а количество циклов колебаний до момента затухания 2—3, то, чтобы колебания, возникшие в одной кривой, полностью прекратились к моменту входа экипажа во вторую кривую, длина прямой вставки d должна удовлетворять условию
d £ (0,44-0,6) у, (2.99) где v — скорость движения, км/ч; d — прямая вставка, м.
В эксплуатации могут быть два случая близко расположенных друг от друга (сопряженных) кривых: первый — динамически зависимые и второй — геометрически зависимые кривые. К первому случаю относятся кривые, расположенные на расстоянии друг от друга менее 75 м, когда вход экипажа в последующую кривую не является еще установившимся после получения динамического воздействия при проходе предыдущей кривой. Ко второму случаю относятся кривые, прямая вставка между которыми меньше длины экипажа (d £ 30 м).
Для сопряженных кривых, имеющих вставки d < 75 м, допускаемые скорости устанавливаются специальным
расчетом, основанным на непревыше-нии ан [см. формулу (2.52)] и скорости его нарастания
v- I • 'о
где ан — величина непогашенного ускорения в круговой кривой; 10 — длина переходной кривой.
В тех случаях, когда отвод возвышения наружного рельса не совпадает с НПК и часть отвода возвышения распространяется на прямую, за длину прямой вставки следует принимать расстояние между концами отводов возвышения.
Прямые вставки между начальными точками переходных кривых, а при их отсутствии — круговых кривых, следует принимать возможно большей длины, но не менее указанной в табл. 2.3.
При проектировании новых железнодорожных линий Ш и IV категорий, сооружаемых в особо трудных условиях, дополнительных главных путей и реконструкции существующих железнодорожных линий допускается при соответствующем технико-экономическом обосновании предусматривать сопряжения обратных кривых с переходными кривыми без прямых вставок.
126
На эксплуатируемых линиях длина прямой вставки допускается не менее 25 м (рис. 2.27, а, б). При невозможности обеспечить это применяют следующие приемы (при снижении допускаемой скорости). Когда обе кривые имеют разные радиусы и направлены в одну сторону — делают сопрягающую переходную кривую, на протяжении
которой плавно меняется радиус от 2?| до 2?2> а возвышение от й] до й2 (рис. 2.27, в).
В случае недостаточной длины прямых вставок между обратными кривыми сопряжение их делают по специальному проекту, применяя уменьшение длины прямой вставки, увеличение крутизны отводов возвышения.
127
Раздел 3
СОЕДИНЕНИЯ И ПЕРЕСЕЧЕНИЯ РЕЛЬСОВЫХ ПУТЕЙ
3.1. ОСНОВНЫЕ ВИДЫ СОЕДИНЕНИЙ И ПЕРЕСЕЧЕНИЙ РЕЛЬСОВЫХ ПУТЕЙ
3.1.1. Классификация соединений и пересечений рельсовых путей
Соединения и пересечения рельсовых путей — это особые устройства верхнего строения пути, которые служат для перемещения по ним поезда или отдельных экипажей с одного рельсового пути на другие, поворота экипажей на 180°, а также для пересечения путей в одном уровне.
Соединения и пересечения рельсовых путей классифицируются по количеству и расположению в плане соединяемых или пересекающихся путей, типам рельсов, маркам крестовин, конструкции.
По количеству и расположению в плане соединяемых и пересекающихся путей в зависимости от назначения соединения и пересечения могут быть представлены следующими видами: одиночными стрелочными переводами, перекрестными стрелочными переводами, глухими пересечениями, съездами,
стрелочными улицами и сплетениями путей.
Стрелочные переводы лежат на переводных брусьях, деревянных или железобетонных, аналогичных деревянным или железобетонным шпалам, но отличающихся от них по длине.
3.1.2. Одиночные стрелочные переводы
Одиночные стрелочные переводы по геометрическим формам в плане разделяются на обыкновенные стрелочные переводы (рис. 3.1, а), симметричные (рис. 3.1, б), разносторонние несимметричные (рис. 3.1, в) и несимметричные односторонней кривизны (рис. 3.1, г).
Одиночные обыкновенные стрелочные переводы являются основным видом как среди одиночных стрелочных переводов, так и в системе многих других видов соединений и пересечений рельсовых путей. Они имеют гос-
Рис. 3.1. Схемы одиночных стрелочных переводов
128
подствующее распространение на всех железных дорогах мира.
Основными элементами современного одиночного обыкновенного стрелочного перевода (рис. 3.2) являются: стрелка с переводным механизмом, крестовина с контррельсами (кресто-винная часть), соединительные пути, переводные брусья или другое подрельсовое основание.
Стрелка современного стрелочного перевода состоит из двух рамных рельсов, двух остряков, двух комплектов корневых устройств, переводного механизма с внешними замыкателями остряков, опорных и упорных приспособлений, скреплений и других деталей.
Крестовинная часть стрелочных переводов состоит из собственно крестовины (сердечник и два усовика), двух стыковых устройств крестовины, двух контррельсов, лежащих против крестовины, опорных приспособлений,скреплений и других деталей.
Тангенс угла а крестовины называется маркой крестовины и стрелочного перевода и обозначается 1/N, где N — число марки. Согласно Правилам технической эксплуатации (ПТЭ) на железных дорогах применяют переводы следующих марок:
на главных и приемоотправочных путях — не круче 1/11, а перекрестные переводы, равно как и одиночные, яв
ляющиеся продолжением перекрестных, — не круче 1/9; стрелочные переводы, по которым пассажирские поезда проходят только^ по прямому пути, могут быть марки 1/9;
на приемоотправочных путях грузового движения и прочих путях — не круче 1/9, а симметричные — не круче 1/6.
Математическим центром или математическим острием острой крестовины (С) называется точка пересечения продолжения рабочих кантов сердечника крестовины. Практическое острие, которым заканчивается сердечник, имеет ширину 9—12 мм. Горлом крестовины называют сечение, где расстояние между рабочими кантами усовиков минимально (место первого перегиба усовиков). 'Промежуток от горла до практического острия крестовины, на котором гребни колес не направляются рельсовыми нитями, называется вредным пространством. Направление колес на этом участке осуществляется контррельсами, являющимися поэтому непременным дополнением к крестовине.
По форме в плане крестовины обыкновенных стрелочных переводов могут быть прямолинейные или криволинейные. В обыкновенном стрелочном переводе криволинейная крестовина имеет криволинейное очертание по
Рис. 3.2. Одиночный обыкновенный стрелочный перевод:
I — переводной механизм; 2 — рамный рельс: 3 — острие остряка: 4 — остряк; 3 — корень остряка; 6 — усовик; 7 — сердечник
129
боковому пути (как продолжение переводной кривой). При одной и той же длине стрелочного перевода криволинейные крестовины дают возможность увеличить радиус переводной кривой (например, со 190 до 300 м при марке 1/9). Устройство их сложнее, чем прямолинейных крестовин. Кроме того, необходимо иметь отдельно крестовины с правым и левым криволинейным кантом, а для симметричных переводов — с двумя криволинейными кантами. Криволинейные крестовины получили некоторое распространение на железных дорогах Германии и Франции.
В криволинейной крестовине маркой называется тангенс угла между касательными к ее рабочим кантам в ее конце.
Теоретической длиной Ly (см. рис. 3.2) одиночного обыкновенного стрелочного перевода называется расстояние, измеренное по направлению основного пути от острия остряка до математического центра острой крестовины, а полной (практической) длиной Ln — расстояние от переднего стыка рамных рельсов до конца крестовины. При этом Ln = LT + т\ + р. Здесь От) — передний вылет рамного рельса по отношению к острию остряка (т2 — задний вылет рамного рельса); р — хвостовой вылет крестовины (расстояние от математического центра крестовины до ее хвостового торца).
Передний вылет крестовины h представляет аналогичное расстояние от ее начала в переднем стыке.
3.1.3. Перекрестные стрелочные переводы
Перекрестный стрелочный перевод (рис. 3.3) представляет собой комбинацию укладки глухого косоугольного пересечения и элементов одиночных стрелочных переводов, позволяющих движение поездов по четырем направо лениям. Такой перевод заменяет собой систему, состоящую из двух обыкновенных стрелочных переводов. При этом длина перекрестного перевода почти в два раза меньше длины, занятой двумя обыкновенными стрелочными переводами. Поэтому такие переводы выгодны в стесненных условиях, особенно на тупиковых пассажирских станциях.
Недостатком таких стрелочных переводов является сложность конструкции и необходимость ограничения скоростей движения по ним. Кроме того, при неподвижных сердечниках тупых крестовин не полностью перекрывается контррельсами их вредное пространство, что может вызывать сход колес подвижного состава, если движение его будет неплавным, что чаще всего наблюдается при маневрах.
Рис. 3.3. Схема двойного перекрестного стрелочного перевода 130
Перекрестный стрелочный перевод состоит из двух острых крестовин с контррельсами, двух тупых крестовин с контррельсами, четырех пар остряков, соединительных рельсов и переводных брусьев.
3.1.4. Глухие пересечения
Глухие пересечения применяются на станциях и на промышленных путях. В зависимости от угла, под которым пересекаются рельсовые пути, глухие пересечения в одном уровне подразделяются на прямоугольные и косоугольные.
Прямоугольные глухие пересечения различаются:
по ширине колеи пересекающихся путей (с разной шириной колеи и с одинаковой шириной колеи);
по конструкции крестовин (сплошные цельнолитые, с цельнолитыми крестовинами, со сборными крестовинами типа общей отливки сердечника и изнашиваемой части усовика).
Прямоугольное глухое пересечение (рис. 3.4) состоит из четырех крестовин /, четырех контррельсов 2, одного замкнутого по контуру контррельса 3 и более мелких деталей.
В глухих пересечениях колесо при проходе разрыва рельсовой нити может вызывать резкий вертикальный удар. Для его,предотвращения в сборных крестовинах в желоб между рельсом и контррельсом помещают иногда вкладыш, по которому колесо катится своим гребнем. Концам вкладыша придается продольный уклон в 0,01—0,25.
Прямоугольные глухие пересечения для путей с шириной колеи 1520 мм типа Р50 и с шириной колеи 1524 мм типов Р50 и Р43 имеют цельнолитые крестовины.
Прямоугольные глухие пересечения з большинстве случаев укладываются на деревянные брусья.
Косоугольные глухие пересечения путей также бывают двух видов: с одинаковой шириной колеи и с раз--ой шириной колеи. На магистраль
ных железных дорогах применяются в основном косоугольные глухие пересечения двух прямолинейных путей с одинаковой шириной колеи.
Косоугольное глухое пересечение (рис. 3.5) состоит из двух острых крестовин, двух тупых крестовин, рельсов и переводных брусьев. Геометрическая основа такого глухого пересечения — ромб с вершинами Ок, 1, Ок, 3. Основными геометрическими характеристиками глухого пересечения являются:
А — большая диагональ ромба глухого пересечения — расстояние Ок— Ок\
В — малая диагональ ромба глухого пересечения — расстояние 1—3\
С — сторона ромба глухого пересечения — расстояние Ок—1, измеренное по рабочей грани рельса, усовика (п0) и сердечника (w);
Ln — полная или практическая длина глухого пересечения;
п, т, по, то — размеры крестовин.
Угол крестовин у принимается в зависимости от назначения глухого косоугольного пересечения, а именно:
если глухое косоугольное пересечение предназначено служить как самостоятельное устройство, то, как правило, принимают у равным 75, 60, 45, 30° и 2а, где а — угол крестовины одиночного обыкновенного стрелочного перевода;
Рис. 3.4. Схема прямоугольного глухого Пересе-чеиия
131
Рис. 3.5. Схема косоугольного (ромбического) глухого пересечения
если глухое косоугольное пересечение предназначено для укладки в перекрестный съезд, то угол у принимается равным 2а; в этих случаях тупые и острые крестовины глухого косоугольного пересечения характеризуются марками 2/N и называются двойными.
В отдельных случаях угол у принимается равным углу а крестовины одиночного обыкновенного стрелочного перевода.
Острые крестовины глухого косоугольного пересечения в конструктивном отношении отличаются от крестовин одиночных обыкновенных или сим-метричных стрелочных переводов лишь размерами, обусловленными значением угла у. Поэтому конструирование и расчет их производятся так же, как и конструирование и расчет крестовин одиночных обыкновенных и симметричных стрелочных переводов.
Тупые крестовины глухого косоугольного пересечения принципиально отличается от острых крестовин. Это отличие заключается в том, что в тупой крестовине угол у может быть равным углу а (углу крестовины обыкновенного стрелочного перевода), 2а и больше 2а. Кроме того, в тупой крестовине имеются два сердечника 1, а контррельс 2 является составной частью крестовины и повышен относительно поверхности катания рельсов (рис. 3.6).
Расчет тупой крестовины ведется в зависимости от ее типа, угла и кон
132
струкции по тем же общим условиям, которые кладутся в основу расчета острых крестовин.
Профиль острия сердечника тупой крестовины проектируется обычно несимметричным — грань, ближайшая к усовику, имеет меньший радиус выкружки, так как она служит в качестве контррельса. Понижение сердечника относительно поверхности катания рельсов в тупых крестовинах принимается следующее:
В сечении сердечника
шириной 12 мм..................... 10 мм;
То же 20 мм....................4 мм;
" 30 мм..................... I мм;
" 40 мм.....................0 мм.
Повышение контррельса над поверхностью катания рельсов (рис. 3.7) в тупых крестовинах необходимо в ряде случаев для уменьшения нежелательного действия вредного пространства /вр (расстояние от физического острия сердечника до математического центра крестовины) и улучшения условий попадания гребня колеса в нужный желоб при движении экипажа. Физическое острие сердечника е = 9-5-12 мм.
Длина вредного пространства в тупой крестовине:
I = -^- + —— ВР sin? 2sin|
(3-1)
где гт — ширина желоба против математического центра тупой крестовины, измеренная по перпендикуляру к оси сердечника.
Рис. З.б. Сборная тупая крестовина с литым сердечником: / — сердечник; 2 — контррельс: 3 — усовик
Как видно, чем больше угол у , тем меньше размер ZBp. Для того чтобы колесная пара, представленная схематично на рис. 3.7, а, не потеряла нужное направление, проходя вредное пространство, необходимо чтобы
/вр £ к + Ь\ + Ь2. (3.2)
При этом колесо, изображенное вверху, гребнем будет уже направляться по сердечнику, в то время как колесо, изображенное внизу, своим гребнем еще не перестает направляться левой частью контррельса в точке М.
Размер к найдется из треугольника МДН
fc = (S0-«T)tg|. (3.3)
Значение Ь\ определяется как расстояние от оси колесной пары до точки бокового прижатия колеса к контррельсу. Эта точка прижатия находится ниже поверхности катания нал = 10 мм (рис. 3.7, 6). В связи с этим диаметр окружности, на которой находятся возможные точки бокового прижатия, будет равен D - 2л, где D — диаметр колеса по среднему кругу катания. Учитывая, что уровень верха контррельса возвышается на величину h над поверхностью катания, находится зна
чение Лр Имея в виду, что перпендикуляр, опущенный из точки окружности на диаметр, есть среднее пропорциональное между отрезками диаметра, определяется
b\ = + n~h)(n + h) . (3.4)
Значение b2 находится, как расстояние по горизонтали (рис. 3.7, в) от оси колесной пары до встречи с физическим острием сердечника, пониженным в этом месте на величину q, которая
Рис. 3.7. Схемы глухого косоугольного пересечения для определения вредного пространства в тупых крестовинах
133
обычно равна 10 мм, по сравнению с поверхностью катания усовика. Тогда
b2 = +f + q) (f- q) , (3.5)
где f — высота гребня колеса.
Превышение h контррельса над уровнем катания по ограничению габарита не может быть больше 50 мм. Поэтому с учетом износа поверхности катания усовиков и сердечника принимается h = 45 мм.
Например, при диаметре вагонных колес D = 1050 мм и высоте гребня / = =28 мм, при п = 10 мм и q = 10 мм, для пересечения марки 1/9 при h = 0 согласно формулам (3.3) — (3.5) будет получено к = 82 мм, Ь\ = 103 мм и bi = = 140 мм. Далее при Sq = 1524 мми/т = =46 м находится /вр = 525 мм.
Как видно, 525 > 82 + 103 + 140 = =325, т. е. условие (3.2) не удовлетворяется, так как вредное пространство не перекрывается на величину
d = /вр - к - Ь\ - Ь2 = 525 - 325 = 200 мм.
При h = 45 мм величина d уменьшится до 67 мм.
Рис. 3.8. Тупая крестовина с подвижным сердечником:
I — наружный рельс перекрестного стрелочного перевода; 2 — усовик: 3 — сердечник-остряк: 4 — внутренний рельс перекрестного стрелочного перевода
Вредное пространство при принятых значениях величин, входящих в формулы, полностью перекрывается при марках крестовин 1/6 и круче. При марке крестовин 1/4,5 и круче повышение контррельса не требуется. Наличие неперекрытия d ограничивает применение крестовин марок 1/9 и положе. Такие тупые крестовины следует делать с подвижным сердечником во избежание схода порожних или малозагруженных вагонов, который характерен для путей надвига этих вагонов на сортировочные горки. При надвиге вагонов на сортировочные горки и в других случаях неравномерного движения (толчки, торможения) возникают перекосы тележек, и при наличии непере-крытого вредного пространства колеса попадают во "враждебный" желоб (желоб другого направления), что неизбежно приводит к их сходу с поверхности катания.
Для предотвращения сходов порожних и малозагруженных вагонов при проходе тупых крестовин изготовляются и укладываются в путь тупые крестовины с подвижными сердечниками-остряками глухих пересечений перекрестных стрелочных переводов (рис. 3.8).
В этой конструкции неподвижные сердечники заменяются двумя подвижными сердечниками-остряками, выполненными из остряковых рельсов пониженного профиля, а вместо рельсового усовика сделан массивный литой усовик из высокомарганцовистой стали. В корневой части подвижные сердечники-остряки выпрессованы и оформлены по типу корневого устройства вкла-дышно-накладочного типа.
На линиях, где предусматривается безостановочный пропуск поездов, укладка вновь перекрестных стрелочных переводов и глухих пересечений в главные пути станций, а также укладка стрелочных переводов в главные пути на кривых допускается только в случаях, не вызывающих ограничения установленных скоростей движения поездов.
134
3.1.5. Съезды, сплетения путей, стрелочные улицы
Съезды представляют собой соединение двух близлежащих рельсовых путей посредством стрелочных переводов, а иногда и глухих пересечений. Различают следующие виды съездов: нормальный между двумя прямыми параллельными путями; сокращенный между двумя прямыми параллельными путями; нормальный перекрестный между двумя прямыми параллельными путями; сокращенный перекрестный между двумя прямыми параллельными путями; одиночный между двумя прямыми непараллельными путями; одиночный между двумя криволинейными путями.
Последние два вида съездов могут быть и перекрестными.
Нормальный съезд между двумя прямыми параллельными путями представляет собой соединение путей посредством двух обыкновенных стрелочных переводов одной марки и одного типа.
Для определения элементов съезда (рис. 3.9), необходимых при его разбивке и укладке, известными должны быть: расстояние между осями соединяемых путей Е, угол крестовины а, осевые размеры а и Ь.
Зная эти данные, необходимо: проверить возможность укладки такого съезда в зависимости от расстояния Е,
определить расстояние хнс между центрами стрелочных переводов, определить практическую длину съезда Енс.
Возможность укладки стрелочных переводов в съезде проверяется размером /0 — расстоянием между хвостовыми торцами крестовин двух переводов. Если /0 = 0. то укладка возможна; если /q больше нуля на незначительную величину, то следует рельсы, лежащие на нити бокового пути крестовины, взять длиной, большей на эту величину /q; если /q > 4,5 м, то следует между хвостовыми частями крестовин и рельсами бокового пути стрелочных переводов уложить рельсовые рубки. Если Iq < 0, то уложить стрелочные переводы в нормальный съезд не удастся из-за невозможности укладки контррельсов по боковому пути.
Сокращенные съезды между двумя прямыми параллельными путями обычно используют при больших междупутьях Е (обычно больше 7 м), для того чтобы получить наименьшие величины хсс и Lcc (рис. 3.10). Достигается это тем, что между хвостовыми торцами крестовин укладывают две обратные кривые, разделенные прямой вставкой Iq.
Из рис. 3.10 видно значительное укорочение хсс и Есс при сокращенном съезде по сравнению с хнс и Еис при нормальном съезде.
При определении элементов для разбивки этого сокращенного съезда
Рис. 3.9. Схема нормального съезда между двумя параллельными путями
135
Рис. 3.10. Расчетная схема сокращенного съезда между двумя параллельными путями
D
Рис. 3.11. Схема нормального перекрестного съезда между параллельными путями 136
должны быть известны следующие характеристики стрелочных переводов: а, b, a, R (радиусы кривых, расположенных на переходе между стрелочными переводами) Е, Iq (принимается обычно не менее 10 м).
Нормальный перекрестный съезд марки UN между двумя прямыми параллельными путями (рис. 3.11) имеет четыре комплекта стрелок, четыре острых крестовины марки UN, две острые крестовины марки 2IN, две тупые крестовины марки UN.
Для расчета разбивки и укладки такого съезда должны быть известными все размеры одиночных обыкновенных стрелочных переводов марки UN, длины рельсов перевода, междупутное расстояние Е, конструкция и размеры глухого пересечения марки 2/N.
Основные размеры ромба глухого пересечения марки UN будут следующими:
большая ось — диагональ ромба So
6—6-А=-г^-‘,
sina
Sqz малая ось ромба 5—5 = В =-----;
cosa
So
сторона ромба С = . - ;
r r sin2a
А осевой размер и = Wg + -у cosa . Острые крестовины глухого пересечения съезда марки UN с углом 2a проектируют так же как острые крестовины одиночного обыкновенного перевода. Однако окончательное решение о длинах усовиков острых крестовин марки UN и обыкновенных переводов марки 1W необходимо принимать после определения всех размеров перекрестного съезда, так как при малых междупутных расстояниях эти усовики приходится удлинять. Дело в том, что при малых междупутных расстояниях, расположение острых крестовин обыкновенного перевода и глухого пересечения друг против друга (например, крестовин 1, 3 и б) таково, что внутренние усовики крестовин 1 и 3 должны служить контррельсами крестовины 6,
а усовики крестовины 6 — контррельсами крестовин 1 и 3. Для этого эти усовики делают удлиненными.
Тупые крестовины съездов рассчитывают так же, как и тупые крестовины косоугольных глухих пересечений. Следует лишь помнить, что в данном случае угол крестовины у = 2a.
При компоновке эпюры всего перекрестного съезда прежде всего перераспределяют переводные брусья под крестовинами мйрки UN. Глухое пересечение съезда укладывается обычно на отдельных переводных брусьях. В тех мертах, где брусья уже могут подходить своими концами одного прямого направления к концам брусьев другого направления, их укладывают впритык. При этом в зависимости от размера Е укладку можно комбинировать из различных брусьев стандартной длины так, чтобы один брус служил продолжением другого, а их стыки располагались в шахматном порядке.
Сплетение путей, схематично изображенное на рис. 3.12, представляет собой совмещение двух путей, при котором в местах пересечения рельсовых нитей сплетаемых путей укладываются крестовины, а рельсовые нити на длине сплетения размещаются на общих поперечинах. К сплетению путей прибегают обычно в случаях выполнения сложных и длительных работ по реконструкции пути или искусственного сооружения на одном из путей двухпутного участка.
В целях упрощения расчета и разбивки такого устройства оба его конца устраивают симметрично относительно поперечной оси АВ.
Вся длина сплетения
^спл = Е + 2ЛК, (3.6)
где L определяется производственными условиями по длине участка, необходимой для выполнения работ; L* определяется расчетом следующим орбразом. Известными для решения поставленной задачи должны быть: So — ширина колеи; Е — ширина междупутья; размеры крестовины и, т и угол а, а также размер d (рис. 3.13) — расстояние между рабочими гранями близле-
137
жащих рельсов и радиус Я|. Определению подлежат: Яг, если принято значение К (см. рис. 3.13) или К, если принято значение R.2 и величина Lx-
Как видно из рис. 3.13 (сечение А— А) при у2 =ji
d = br + 2/| + С] + Cj + 3 мм, (3.7)
где Ьг — ширина головки рельса; Ct — расстояние от подошвы рельса до внутреннего конца подкладки; Ci — расстояние от подошвы рельса до внешнего конца подкладки.
. _ #п~^г
у- 2 - 2 - 2 ’
где Вп — ширина подошвы рельса.
Проектируя контур MBCD на вертикальную ось (см. рис. 3.13, а), будем иметь
(Bj - So) (I - cosa) + Ksina +
+ R2 (I - cosa ) = E- d. (3.8)
Если заранее принята величина К, то из этого выражения величина радиуса
„ E-d-Кsina
Я2 = —j---------(Я । — Sq ). (3.9)
z 1 - cosa 1 и
Если же заранее известна величина Я2, то из выражения (3.8)- находится значение
E — d — (R\ -So)(l -cos а)-Яг (1 -cosa) sin a
(3.10)
При этом во всех случаях прямая К между обратными кривыми не должна быть меньше длины крестовины, т. е. Kmin > п + т.
Длина LK найдется как проекция контура MBCD на горизонталь:
LK = (Я| - 50) sina + К cosa + Я2 sina.(3.11)
Стрелочной улицей называется путь, на котором расположен ряд стрелочных переводов, а иногда и глухих пересечений.
Рис. 3.13. Схема для определения размеров сплетения путей
138
Рис. 3 14. Схема оконечной стрелочной улицы с ответвлениями в одну сторону от основного пути
Рис. 3 15. Схема оконечной улицы, расположенной под углом а к основному пути
’ис 3 16. Схема промежуточной или срединной стрелочной улицы
139
По назначению стрелочные улицы разделяются на две категории:
I категория включает в себя оконечные стрелочные улицы, расположенные в конце или в начале парка (рис. 3.14 и 3.15);
II категория включает в себя промежуточные или срединные стрелочные улицы, обычно пересекающие парк (рис. 3.16).
По геометрическим формам в плане стрелочные улицы каждой указанной категории в свою очередь подразделяются на следующие три группы:
группа П — прямолинейные стрелочные улицы, у которых оси прямые;
группа Л — ломаные стрелочные улицы, у которых оси — ломаные прямые;
группа С — смешанные стрелочные улицы, у которых оси состоят из прямолинейных и криволинейных элементов.
При выборе стрелочной улицы необходимо руководствоваться тем, чтобы рационально принятая стрелоч
ная улица обеспечивала: безопасное движение поездов с установленной скоростью, наименьшие пробеги подвижного состава при его маневрировании, простоту в устройстве и содержании, возможность переустройства и развития станции, наименьшие расходы по устройству и содержанию.
Для сравнения вариантов стрелочных улиц по дополнительным потерям силы"тяги или по дополнительному сопротивлению движению поезда по стрелочным улицам можно пользоваться выражением
W,=nWz + n’WR, (3.12)
где п — число переводов, которые проходит поезд по улице; И/с — дополнительное удельное сопротивление движению поезда только от стрелок, когда остряки поставлены в переводах на ответвление; Ид — дополнительное удельное сопротивление движению поезда от кривой; п' — число кривых (переводные и сопрягающие), которые проходит подвижной состав по рассматриваемой улице.
3.2. КОНСТРУКЦИИ СТРЕЛОК
3.2.1. Виды остряков, их корневые крепления
Стрелка наиболее часто применяемого обыкновенного стрелочного перевода состоит из следующих частей (см. рис. 3.2): двух рамных рельсов, двух остряков, двух комплектов корневых устройств, комплекта переводного механизма, опорных и упорных устройств, стрелочных тяг и других более мелких деталей.
Стрелки могут отличаться друг от друга остряками, рамными рельсами, креплением рамных рельсов к опорам, конструкцией переводного устройства. Кроме этих основных могут быть и второстепенные отличия, например, в конструкциях поперечных связей между рамными рельсами, в конструкциях упорных устройств для остряков,
140
поперечных связей между остряками, специальных стрелочных подкладок.
Остряки стрелок имеют остроганную часть. Передний, острый конец остряка называется острием, а задний — корнем. Остряки бывают прямые (рис. 3.17, а) и криволинейные (рис. 3.17, б—г). Достоинством последних является их примыкание к рамным рельсам под меньшим углом. Это улучшает условия входа экипажей на боковое направление, а также дает возможность некоторого уменьшения длины стрелочного перевода.
В стрелках с прямолинейны-м и остряками угол р (см. рис. 3.17, а), образованный рабочими гранями остряка и рамного рельса, называется стрелочным углом. Преимуществом таких стрелок считается возможность применения обоих остряков как для
правосторонней, так и для левосторонней стрелки. Однако эти стрелки имеют сравнительно большой угол удара колес в остряк, ухудшающий условие входа экипажей на ответвленный путь. Поэтому такие стрелки для магистральных железных дорог не изготавливаются.
Криволинейные остряки могут быть касательного и секущего типов. Остряк касательного типа примыкает к рамному рельсу по касательной прямой (см. рис. 3.17, б) или иногда его, во избежание очень тонкой начальной части, изготовляют с притупленным острием (см. рис. 3.17, в). В последнем случае с сечения, где ширина головки остряка 5 мм, его рабочий кант 2 доводится до рабочего канта рамного рельса 1 на коротком отрезке х.
В остряке секущего типа (см. рис. 3.17, г) его рабочий кант 2 пересекает рабочий кант рельса 1 под углом рн, который называется начальным углом остряка. Угол р, образованный рабочим кантом рамного рельса и касательной к рабочему канту остряка в его корне, называется стрелочным углом. Стрелочные углы обычно малы — от 1 до 2°. Начальные углы рн криволинейных остряков находятся в границах 20—60', а в переводах для высоких скоростей движения по ответвленному пути они могут быть и менее 20'.
Остряки касательного типа имеют более тонкое и менее мощное острие, чем остряки секущего типа. В связи с этим отечественные стрелки имеют
остряки секущего типа. Однако на железных дорогах Германии, Франции и других европейских стран, где эксплуатационные условия (осевые нагрузки, грузонапряженность) сравнительно более легкие, распространены остряки касательного типа с ^притупленным острием.
В настоящее время на отечественных железных дорогах применяются остряки специального несимметричного профиля (рис. 3.18). Наиболее целесообразны низкие остряки, так как при их применении подошва рамного рельса не ослабляется строжкой, упрощается их обработка. Они более устойчивы от опрокидывания, более надежны в отношении недопущения напрессовки снега между остряком и рамным рельсом. Однако корневое крепление таких
Рис. 3.18. Поперечное сечение острякового рельса ОР65
141
остряков требует выпрессовки их под профиль путевого рельса, примыкающего к нему в корне. Впрочем, технология такой выпрессовки хорошо освоена стрелочными заводами.
Развитие подошвы остряковых рельсов требуется для увеличения их боковой жесткости; это развитие может быть сделано только внутрь колеи за счет несимметричности профиля; симметричному профилю мешает рамный рельс.
В ряде зарубежных стран во избежание выпрессовки корня остряка его выполняют их двух частей — длинной передней из специального острякового профиля и короткой корневой — из нормального путевого рельса; обе части сваривают контактной электросваркой.
Для обеспечения большей мощности сечения остроганной части и укрытия острия остряка от ударов гребней набегающих колес производится подстрожка боковой рабочей грани рамного рельса (см. рис. 3.17, д).
Наименьшая длина остряков отечественных стрелок 4,5 м принята у симметричных стрелочных переводов марки 1/6, наибольшая 18,5 м — у обыкновенных стрелочных переводов марки 1/22.
Криволинейные остряки секущего типа могут быть двойного радиуса: в начале радиуса Rq, затем радиуса Л, меньшего, чем Rq. Это делается для того, чтобы улучшить плавность входа
экипажей на ответвление перевода и уменьшить угол удара гребней колес в остряк в его остроганной части. Однако это улучшение незначительно, а технология изготовления остряков двойного радиуса сложнее. Поэтому в последнее время стрелки изготовляются с остряками кругового очертания радиусом R, равным радиусу следующей за остряком переводной кривой, или несколько большим. Так, в обыкновенном стрелочном переводе марки 1/9 радиус переводной кривой примерно равен 200 м, а радиус криволинейного остряка — 300 м.
Передний конец остряка в зоне прилегания его к рамному рельсу подвергается горизонтальной и вертикальной строжке. Горизонтальная строжка выполняется по плоскости, имеющей наклон к вертикали 1/5. Вертикальная строжка выполняется с целью создания наиболее благоприятных условий накатывания колес на остряк при противошерстном движении. Величина снижения остряка в результате строжки в различных сечениях видна из рис. 3.19.
Корневое устройство остряка предназначено для закрепления его в корне и для обеспечения ему подвижности в горизонтальной плоскости. Оно бывает шкворневого типа, вкладышно-на-кладочного типа и в виде обычного стыка при гибких остряках.
Корневое устройство шкворневого типа сложно по конструкции,
Рнс. 3.19. Схема постепенного понижения остряка относительно рамного рельса:
/ — рамный рельс; 2 — поверхность катания рамного рельса; 3 — поверхность катания рельса н остряка; 4 — остряк
142
Рис. 3.20. Корневое устройство вкладышно-накладочного типа:
1 — рамный рельс: 2 — мостик; 3 — рельс переводной кривой; 4 — лапка-удержка; 5 — вкладыш: 6 — упорка; 7— четырехдырная накладка. 8 — остряк; 9 — распорная втулка
Б-Б
малонадежно в эксплуатации; оно уже много лет не изготовляется и на отечественных железных дорогах не укладывается в путь.
Корневое устройство вкладышно-накладочного типа (рис. 3.20) наиболее широко применяется на наших дорогах в стрелках большинства стрелочных переводов. Конструктивное оформление его следующее. Стык в корне принят на весу и смонтирован на мостике 2. В корне остряка между закрепленным упоркой 6 рамным рельсом 1 и остряком 8 с примыкающим к нему рельсом переводной кривой 3 вставлен чугунный или стальной вкладыш 5. Со стороны оси пути остряк и примыкающий к нему рельс соединены четырехдырной накладкой 7. Эта накладка отогнута в середине в сторону оси пути. Поэтому между остряком и накладкой имеется зазор, допускающий поворот остряка и перевод его из одного положения в другое. Для того чтобы предварительно отогнутая в середине накладка при стягивании болтами не разгибалась, между накладкой и вкладышем на первый от начала остряка болт надевается
стальная термически упрочненная распорная втулка 9.
Преимущества такого корневого устройства: прочность, устойчивость, простота конструкции и небольшое количество деталей.
Однако присущи ему и недостатки: в процессе эксплуатации распорная втулка, испытывающая большие нагрузки, быстро изнашивается, а нередко и разрушается; при современных скоростях движения поездов и большой грузонапряженности пространство между отогнутой накладкой и остряком забивается мелким песком и пылью, которые сильно уплотняются и препятствуют переводу остряка с одного положения в другое, а удаление этой уплотненной массы требует разборки корневого устройства.
Обычный стык при гибких остряках (рис. 3.21) принят для стрелок в стрелочных переводах марки 1/11, в том числе в переводах для скоростного движения поездов, и марки 1/18. В корне остряка стык ничем не отличается от обычного стандартного стыка. Конструкцию корневого устройства с гибкими остряками
143
Рис. 3.21. Обычный стык при гибких остряках:
/ — противоугонное устройство рамного рельса; 2 — задний стык рамного рельса; 3 — корневой стык остряка;
4 — противоугонное устройство остряка
следует считать наилучшей. Она проста в устройстве, достаточно надежна и удобна в эксплуатации. В ней полностью исключается второй недостаток вкладышно-накладочного корневого устройства.
3.2.2. Рамные рельсы, рельсовые скрепления
Рамные рельсы от обычных путевых отличаются:
наличием в шейках, кроме отверстий на концах для стыковых накладок, дополнительных отверстий для прикрепления упорных накладок или болтов, для прикрепления самого рамного рельса к стрелочным башмакам, а также деталей для монтажа корневого устройства и деталей запорного и переводного механизмов;
формой в плане — один из них прямой, другой, к которому примыкает прямой остряк основного пути, изогнут в плане;
подстрожкой боковой грани головки для укрытия начала остряка от удара подрезанных гребней колес (см. рис. 3.17, д).
144
Различают передний /П] и задний m2 вылеты рамного рельса (см. рис. 3.2).
По условиям производства, транспортировки и укладки длину рамных рельсов целесообразно принимать наименьшей, а для обеспечения наибольшей устойчивости стрелки и плавного отвода ширины колеи на длине переднего вылета т\, рамный рельс должен иметь достаточную длину, что более важно.
В обыкновенных стрелочных переводах один рамный рельс, к которому прилегает криволинейный остряк является прямым, а другой изогнутым в плане (в симметричных стрелочных переводах изогнуты оба рамных рельса). Количество изгибов и места их расположения по длине рамного рельса определяются геометрической схемой стрелочного перевода. Изгиб непосредственно перед острием остряков необходим для обеспечения укрытия острия прямого остряка от ударов гребней колес при противошерстном движении экипажей по прямому пути и для уширения колеи в переднем вылете рамного рельса, облегчающего вписывание подвижного состава при движении по боковому пути. Следующий изгиб де-
Рис. 3.22. Стрелочный башмак с клиновой упоркой: / — боковое ребро уголка; 2 — сварной шов; 3 — уголок; 4 — клцн; 5 — боковое ребро упорки; 6 — двухребристая упор-ка; 7 — замковая планка; 8 — откидная запорная накладка; 9 — валик; 10 — подушка; 11 — подкладка: 12 — заклепки
План при снятой остряке
Рис. 3.23. Бесклино-вой стрелочный башмак;
/ — сварной шов; 2 — подкладка; 3 — двухребристая упорка; 4 — планка на упорке; 5 — замковая планка; 6 — подушка; 7 — откидная запорная накладка; 8 — валик; 9 — связная полоса; 10 — заклепки
лают в конце горизонтальной строжки прямого остряка, где его головка достигает полной ширины.
В подавляющем большинстве современных стрелочных переводов крутых марок длина рамных рельсов составляет 12,5 м, а при пологих марках—25 м. Для обеспечения более рационального рас
кроя рельсов соединительных путей в некоторых стрелочных переводах длина рамных рельсов принята меньшей 12,5 м, а у переводов пологих марок — короче 25 м.
Для обеспечения необходимой устойчивости стрелок рамные рельсы должны надежно прикрепляться к опо
145
рам, а через них и к переводным брусьям.
Конструкция крепления рамных рельсов периодически претерпевает значительные изменения. Для современных стрелочных переводов лучшим оказалось крепление на башмаках, конструкция которых также совершенствовалась на основе опыта эксплуатации стрелочных переводов.
Стрелочный башмак состоит из подкладки, подушки и упорки (рис. 3.22). В стрелочном башмаке для остряков низкого профиля подушка соединяется с подкладкой с помощью заклепок или контактной электросварки. Верхняя часть подушки, на которую опирается остряк, делается более узкой, выступающей в виде консоли над подошвой рамного рельса. Упорки соединяются с рамным рельсом обычно одним горизонтальным болтом. На горизонтальных полках упорки для передачи на подкладку горизонтальных поперечных и продольных сил имеется шип, который входит в паз горизонтальной полки уголка.
У порка сделана распирающей головку и подошву рамного рельса. Между наклонными гранями боковых ребер уголка и упорки располагается клин, через который пропускаются два болта, имеющие головки прямоугольной формы. Болты заводятся в пазы горизонтальной полки уголка цповорачива-ются на 90° до упора головок в стенки гнезд подкладки. При завинчивании этих вертикальных болтов клин распирает уголок и упорку, а последняя — головку и подошву рамного рельса.
Такая конструкция башмака широко применялась в стрелках наиболее
Рис 3 24 Стрелочный башмак с упругим прикреплением рамного рельса.
1 — упругая прутковая клемма, 2 — рамный рельс, 3 — остряк. 4 — упругая скоба
распространенных и перспективных стрелочных переводов типа Р65. Однако, несмотря на значительную сложность такой конструкции башмака, надежность ее в эксплуатации оказалась недостаточной. Под действием динамических нагрузок клин и прилегающие к нему плоскости быстро изнашивались, что требовало частого подтягивания вертикальных болтов, которое в конечном итоге приводило к опусканию клина до упора его нижней частью в горизонтальную полку уголка и выключению из работы. Поэтому пришлось отказаться от такой конструкции башмака и во всех типах стрелочных переводов возвратиться к более простой и надежной бесклиновой его конструкции (рис. 3.23), которая ранее применялась в стрелках типа Р50 и стрелках более легких типов.
Повышение скоростей движения поездов, их осевых нагрузок и грузонапряженности вынуждает вести дальнейшие поиски повышения надежности конструкции стрелочных башмаков, так как жесткое прикрепление рамных рельсов к опорам приводит к неравно-упругости пути и местным контактноусталостным повреждениям головки этих рельсов и ухудшению динамики взаимодействия пути и подвижного состава. В связи с этим в последнее время наметилась (а за рубежом активно реализуется) тенденция перехода к креплению рамного рельса с помощью упругих или жестких клемм снаружи и внутри колеи (в последнем случае — в виде упругих скоб, рис. 3.24), которые удерживают рамный рельс на опоре только за подошву.
Остряк под движущимся поездом должен быть устойчив как в вертикальном, так и в горизонтальном направлении. Вертикальная устойчивость обеспечивается плотным опиранием подошвы на стрелочные подушки и частично за счет запорных устройств тяг и корневого крепления. Горизонтальная устойчивость обеспечивается прилеганием его в пределах острожки непосредственно к рамному рельсу, а
146
Рис. 3.25. Упорная накладка к стрелкам типа Р65
за строжкой — прилеганием шейки остряка к специальным упорным устройствам, установленным на рамном рельсе. В современных стрелках в качестве таких устройств применяются литые упорные накладки (рис. 3.25), прикрепляемые к рамному рельсу двумя горизонтальными болтами, что предохраняет передний выступ такой накладки от перевертывания и перекоса в процессе ^эксплуатации.
3.2.3. Механизмы управления остряками
Перевод остряков из одного положения в другое осуществляется с помощью специальных устройств, включаемых в механическую или электрическую централизацию стрелок, или ручными переводными механизмами. Наиболее широко распространены и планируются на перспективу устройства электрической централизации, в которых перевод остряков выполняется при помощи электроприводов.
Стрелочные электроприводы предназначены для перевода, запирания и контроля положения остряков. Они должны обеспечивать плотное прилегание остряка к рамному рельсу в рабочем положении, не допускать замыкания стрелки при зазоре между прижатым остряком в его начале и рамным
рельсом 4 мм и более и отводить отжатый остряк от рамного рельса на расстояние не менее 125 мм.
Стрелочные электроприводы бывают взрезные, например, серий СПВ-5, СПВ-6 и невзрезные серий СП и СПГ (СП-1, СП-2, СП2Р, СП-3, СП-6, СПГ-2, СПГ-3). Взрезные электроприводы применяются для стрелок с раздельным ходом остряков, поэтому для стрелок типов Р65 и Р50, укладываемых на главных и приемоотправочных путях, применяются только невзрезные электроприводы.
Все невзрезные электроприводы имеют один рабочий шибер, соединенный с рабочей тягой, и две контрольные линейки, соединенные с контрольными тягами. В конструкции привода предусмотрена возможность перекладки шибера и контрольных линеек с выходом их из корпуса как с правой, так и с левой стороны.
Для повышения безопасности движения поездов должно быть обеспечено контролируемое замыкание прижатого к рамному рельсу остряка. В стрелочных электроприводах имеется система внутреннего замыкания, обеспечивающая запирание рабочего шибера в его крайних положениях, а через него и систему тяг — запирание остряков.
Недостатком такой системы является то, что внутренний замыкатель обес-
147
Рис. 3.26. Внешний замыкатель остряков с рамными рельсами:
I — кляммера; 2 — упор: 3 — узел изоляции; 4 — рабочая тяга; 5 — остряк; 6 — рамный рельс
Рис. 3.27. Схема стрелки с указанием всех тяг
печивает фиксирование расстояния от остряка до электропривода и не обеспечивает замыкание остряка в прижатом к рамному рельсу положении. В этих условиях не исключаются случаи наличия зазора 4 мм и более между рамным рельсом и прижатым к нему остряком в рабочем положении, что снижает уровень безопасности движения поездов.
Отмеченный недостаток исключается при применении внешнего механического замыкателя остряков (рис. 3.26), который широко применяется в конструкции стрелочных переводов зарубежных железных дорог.
Для обеспечения плотного прилегания остряков на всем протяжении остроганной их части к рамным рельсам и необходимого для свободного прохода гребней колес размера желоба между рабочей гранью рамного рельса и нерабочей гранью остряка на стрелках применяются тяги (рис. 3.27). Различают стрелочные переводные и соединительные тяги. Стрелочные 148
тяги 1 связывают остряки, обеспечивая правильное их взаимное положение. Часть стрелочных тяг соединены стяжными регулировочными муфтами 2. Переводные тяги 3 служат для перевода остряков из одного пбложения в другое. Рычаги 5 и соединительная тяга 4 необходимы для передачи усилия от электропривода 6 ко второй переводной тяге 3, обеспечивающей более плотное прилегание остряков в рабочем положении по всей длине их остроганной части к рамному рельсу и электрический контроль этого прилегания (через электропривод).
Стрелки (кроме расположенных на горочных и сортировочных путях), в том числе централизованные, оборудуются приспособлениями для запирания их висячими замками. Для этого они имеют откидные запорные накладки (см. рис. 3.22). В закрытом положении они упираются в шейку остряка и предотвращают отставание его острия от рамного рельса.
3.3. КОНСТРУКЦИИ КРЕСТОВИН И КОНТРРЕЛЬСОВ
3.3.1. Острые крестовины
На всех отечественных и зарубежных железных дорогах острые крестовины стрелочных переводов с неподвижным сердечником (рис. 3.28) наиболее многочисленны. Они применяются во всех стрелочных переводах, глухих пересечениях (косоугольных), перекрестных съездах и сплетениях путей.
Острые крестовины сборнорельсовые (рис. 3.29, а) и с литым сердечником (рис. 3.29, 6) для наших железных дорог не изготовляются и сохранились в небольшом количестве в прочих путях и путях промышленных предприятий, так как эти конструкции имеют низкую эксплуатационную надежность.
Острые цельнолитые крестовины (рис. 3.29, в) с начала 60-х годов изготовлялись для скоростных стрелочных переводов типа Р65 марки 1/11 и для стрелочных переводов того же типа марки 1/18. Однако в последние годы цельнолитые крестовины с неподвижным сердечником переводов типа Р65 марки 1/18 не изготовляются. Взамен их изготовляются крестовины с подвижным сердечником.
Преимущество цельнолитых крестовин перед сборными состоит в их мало-детальности, отсутствии люфтов в соединениях, удобстве и простоте в содержании, устойчивости в работе. Но они не лишены и недостатков, которые вынудили прекратить их производство: они требуют большего расхода дефицитной высокомарганцовистой стали, чем сборные крестовины; изготовление отливок цельнолитых крестовин значительно сложнее; стоимость цельнолитых крестовин типа Р65 марки 1/11 в несколько раз выше стоимости аналогичных типовых крестовин, а сроки службы крестовин обоих видов (в пропущенном тоннаже) существенно не отличаются между собой.
С учетом изложенного в качестве основной на наших железных дорогах принята сборная конструкция острых крестовин с неподвижным сердечником типа общей отливки сердечника с наиболее изнашиваемой частью усовиков (рис. 3.29, г). В этих крестовинах сердечник 3 и наиболее изнашиваемые части усовиков 1 (рис. 3.30) составляют собой единую конструкцию, отлитую из высокомарганцовистой стали аустенитного класса, имеющей состав: углерода 1—1,30 %, марганца 11,5—16,5 %, кремния 0,3— 0,9 %, фосфора — не более 0,09 %, серы — не более 0,020 %.
Механические свойства высокомарганцовистой стали сердечников после закалки должны быть следующими: предел текучести — не менее 360 Н/мм2; временное сопротивление разрыва — 901 Н/мм2; относительное удлинение — не менее 30 %, относительное сужение — не менее 27,1 %, ударная вязкость — 25,1 Н-м/см2.
Литые части усовиков снизу имеют обработанные наклонные поверхности, которые опираются на подошвы рельсовых усовиков. Литая часть крестовины после обработки скрепляется с рельсовыми усовиками с помощью горизонтальных болтов. При этом верхней своей частью она помещается в вырезы на головках усовиков (см. рис. 3.30).
Для уменьшения неровности, которую преодолевает колесо при перека-
Рис. 3.28. Схема острой крестовины с неподвижным сердечником:
О« — математический центр крестовины; /вр — длина вредного пространства
149
Рис. 3.29. Основные виды острых крестовин с неподвижным сердечником:
1 — усових: 2 — практическое острие сердечника; 3 — сердечник; 4 — усоЬая часть отлнвки; 5 — сердечник отливки; /г — горло крестовины; h — соответственно передний и задний вылет крестовины: Ок — математический центр крестовины
Рис. 3.30. Крестовина сборная с сердечником типа общей отливки с изнашиваемой частью усо-виков;
I — литая часть усовика; 2 — рельсовая часть усовика; 3 — сердечник. 4 — врезка литой части усовика в рельсовую
Рис. 3.31. Продольный профиль и план сборных крестовин типа общей отливки с изнашиваемой частью усовиков:
/ — линия усовика; 2 — линия сердечника; 3 — положение горла; 4 — положение математического центра крестовины; 5 и б — положения сечений сердечника соответственно шириной 12 н 35 мм; 7 — литая часть усовика
150
тывании с усовика на сердечник и обратно, и увеличения площади опирания его на оба эти элемента литые части усовиков имеют повышение над поверхностью катания рельсовых усовиков (рис. 3.31). Оно начинается от переднего стыка врезки литой части усовика в рельсовую, в сечении сердечника шириной 20 мм достигает 6 мм, затем постепенно уменьшается и в сечении сердечника шириной 35 мм сводится к нулю. В зоне наибольшего повышения поверхность катания усовиков имеет поперечный уклон крутизной 1:20. К переднему стыку врезки и сечению сердечника 35 мм этот уклон так же сводится к нулю.
Понижение сердечника относительно уровня головки рельсовых усовиков в его сечении шириной 12 мм принято 4 мм, от сечения шириной 20 мм до хвостового торца неизношенный сердечник находится в одном уровне с поверхностью катания.
В процессе эксплуатации высокомарганцовистая сталь сердечника и изнашиваемой части усовиков интенсивно упрочняются. Твердость ее от исходного состояния, равная примерно 200 единиц НВ по Бринеллю, после пропуска 20—25 млн т груза повышается до 400—500 НВ. При этом в зоне перекатывания колес с усовика на сердечник и обратно происходит износ металла за счет его смятия, что приводит к потере примерно половины высоты усовиков и сердечника, допускаемой по износу. С учетом этого делается запас металла по высоте сердечника и усовиков примерно на 2 мм для того, чтобы после завершения наклепа высокомарганцовистой стали траектории перекатывания колес в отмеченной зоне были более благоприятны по геометрическим параметрам неровности.
С целью уменьшения смятия высокомарганцовистой стали сердечников крестовин внедрен способ упрочнения ее методом взрыва в специальных камерах пластических взрывчатых веществ, накладываемых на поверхности катания и боковые грани сердечника и
Рис. 3.32. Кривые износа крестовины:
1 — неупрочненные крестовины; 2 — крестовины, упрочненные взрывом
усовиков. Упрочнение производится после термической обработки сердечников до их механической обработки. При этом твердость высокомарганцовистой стали повышается от 200 до 360—380 НВ, что уменьшает интенсивность ее износа (рис. 3.32). Срок службы крестовин, упрочненных взрывом, увеличивается на 30 % по сравнению с неупрочненными.
Существенными недостатками сборных крестовин с сердечниками типа общей отливки с наиболее изнашиваемой частью усовиков является низкая надежность конструкции хвостового стыка сердечника с примыкающими рельсами, в котором образуются вертикальные и горизонтальные ступеньки и неровности, резкие перепады жесткости, а также конструкция врезки литой части усовика в рельсовую, в зоне ко-
рне. 3.33. Крестовина с приварными рельсовыми окончаниями:
/ — сердечник; 2 — литая часть усовика; 3 — рельсовая часть усовика; 4 — поперечный сварной шов; 5 — продольный сварной шов; 6 — рельсовое окончание
151
торой под действием колесных нагрузок возникают выкрашивания и выколы металла.
В последнее время освоена технология сварки сердечника из высокомарганцовистой стали с рельсами из углеродистой стали, что позволило осуществить конструкцию крестовины с рельсовыми окончаниями (рис. 3.33), которые дают возможность соединять хвостовую часть крестовины с примыкающими рельсами с помощью обычных стыков. Параллельно с этим усовершенствованием осуществлено уменьшение размеров литой части сердечника, сокращающее расход дефицитной высокомарганцовистой стали на ее изготовление более чем в 2 раза, а также усовершенствование конструкции сочленения литой части усовика с рельсовой — устранена врезка на ней с целью ликвидации дефектов в ее зоне и упрощения технологии изготовления крестовин.
3.3.2. Тупые крестовины
Тупые крестовины применяются в глухих пересечениях, перекрестных стрелочных переводах и перекрестных съездах. По конструкции они подразде-
Рис. 3.34. Цельнолитая тупая крестовина: / — сердечник: 2 — контррельс; 3 — усовик
152
ляются на жесткие (см. рис. 3.6) и с подвижным сердечником (см. рис. 3.8). Тупые крестовины глухого косоугольного пересечения принципиально отличаются от острых крестовин. Это отличие заключается в том, что в тупой крестовине угол у (см. рис. 3.6) может быть равен а (углу крестовины обыкновенного стрелочного перевода), 2а и больше 2а — 30,45 и 60°. Кроме того в тупой крестовине имеется два сердечника I, а контррельс 2 является неотъемлемой частью крестовины и повышен относительно рельсов на 45 мм.
Жесткие крестовины бывают сборные (см. рис. 3.6) и цельнолитые (рис. 3.34). Крестовины с подвижными сердечниками для перекрестных стрелочных переводов для наших железных дорог изготавливаются с 1962 г. Опыт их эксплуатации в целом положительный. Их недостатком является пониженная устойчивость подвижных сердечников из-за ограниченной их длины, которая равна 2985 мм (ограничение длины связано с общей компоновкой конструкции перекрестного стрелочного перевода). Поэтому переводы с тупыми крестовинами такой конструкции разрешается укладывать только в пути сортировочных парков и эксплуатировать при скоростях не более 25 км/ч.
3.3.3. Контррельсы
Контррельсы служат для направления колес при их движении в соответствующий желоб крестовины (рис. 3.35). Контррельс своей средней частью должен перекрывать вредное пространство длиной /вр от горла до сечения сердечника шириной 40 мм. От среднего участка контррельса в обе стороны делаются прямолинейные отводы, которые изгибаются под углом рк, примерно равным углу удара в остряк. На выходах и входах контррельса делаются желоба 88—90 мм. Контррельсы могут изготовляться как из обычных путевых рельсов, так и из рельсов специального профиля. Например, на рис.
Рис. 3.35. Схема крестовины с контррельсом
Рис. 3.36. Профиль контррельса спецпрофиля
Рис. 3.37. Контррельс, непосредственно не связанный с путевым рельсом:
/ — путевой рельс; 2 — контррельс; 3 — опора контррельса
3.36 показан контррельс специального профиля типа Р65. Контррельсы соединяются с путевыми рельсами с помощью вкладышей и горизонтальных болтов.
В последние годы зарубежные железные дороги начали переходить к
конструкции контррельсового узла, в которой контррельс непосредственно не связан с путевым рельсом (рис. 3.37). Она имеет ряд преимуществ: меньший расход металла на изготовление контррельса, отсутствие вкладышей, возможность сравнительно легко регулировать ширину желоба между путевым рельсом и контррельсом за счет постановки прокладок между контррельсом и его опорами, облегчение замены путевого рельса, на котором зачастую интенсивно образуются седловины против зоны перекатывания колес с усовика на сердечник и обратно.
В настоящее время такая конструкция испытана и начала внедряться на отечественных железных дорогах.
3.3.4. Крестовины с непрерывной поверхностью катания
Крестовины с непрерывной поверхностью катания (с подвижным сердечником) начали изготовляться и укладываться в путь на наших железных дорогах с 1968 г. В настоящее время они широко применяются в различных конструкциях обыкновенных стрелочных переводов типа Р65, укладываемых на главных путях:
с большой грузонапряженностью и скоростями движения по прямому пути до 140 км/ч — марки 1/11 с поворотным сердечником и длиной крестовин 5,5 м;
для движения поездов’ со скоростями до 160 км/ч — марки 1/11 с удлиненным поворотным сердечником;
153
Рис. 3.38. Схема крестовины с гибко-поворотным сердечником:
/ — усовик; 2 — гибкая ветвь сердечника; 3 — поворотная ветвь сердечника; 4 — вкладышно-накладочный стык; 5 — жесткая заделка
в конструкции /стрелочного перевода марки 1/18 с подвижным гибким сердечником;
для движения поездов со скоростями до 200 км/ч — типа Р65 марки 1/11 с подвижным сердечником.
Последний вариант крестовины с подвижным сердечником имеет две модификации: для укладки на деревянные переводные брусья с двумя гибкими ветвями сердечника, закрепленными обычными путевыми четырехболтовыми стыками и для укладки на железобетонные брусья — с гибко-поворотным сердечником, у которого длинная ветвь, работающая по прямому пути, гибкая, закрепленная в корне обычным путевым стыком, а короткая ветвь, работающая по боковому пути, — поворотная,
имеющая корневой стык вкладышно-накладного типа (рис. 3.38). Усовики крестовин изготовляются из специального рельсового проката УР65, подвижные сердечники из острякового проката ОР65 (сталь углеродистая).
По стрелочным переводам с крестовинами с подвижным сердечником выполнен комплекс динамико-прочностных, полигонных и эксплуатационных испытаний, результаты которых показали достаточно высокую прочность и устойчивость крестовин с подвижным сердечником всех рассмотренных выше видов. Срок их службы в 3—4 раза больше, чем у крестовин аналогичного типа и марки с неподвижным сердечником. Отпала необходимость в контррельсовом узле такой крестовины. При отсутствии контррельсов и разрыва рельсовой нити значительно уменьшились горизонтальные и вертикальные динамические силы взаимодействия крестовины и экипажей, улучшилась плавность и комфортабельность движения, что особенно важно для участков скоростного и высокоско-' ростного движения пассажирских поездов.
3.4. СОЕДИНИТЕЛЬНАЯ ЧАСТЬ СТРЕЛОЧНЫХ ПЕРЕВОДОВ
В стрелочных переводах без поду-клонки рельсы соединительной части укладывают на плоские подкладки. Несколько подкладок за корнем остряка являются общими для двух рельсовых нитей, которые крепятся к этим подкладкам при помощи жестких клемм. Эти подкладки длительное время изготовлялись без реборд, что не позволяло обеспечивать необходимый уровень эксплуатационной недежности. В последнее время стрелочные заводы освоили изготовление всех подкладок соединительной части стрелочных переводов с ребордами, полученными методом выштамповки или приварки. Наличие
реборд дало возможность применения прикрепителей в виде клеммных болтов и упругих клемм (рис. 3.39). Такое техническое решение применено в конструкции обыкновенного скоростного стрелочного перевода типа Р65 марки 1/11 на железобетонных брусьях и это же решение планируется применить в переводах для путей Ьго и 2-го классов, что значительно повысит их надежность.
Переводная кривая, соединяющая стрелку с крестовинной частью и ведущая на ответвление, устраивается обычно по круговой кривой, которая начинается от корня остряка. Конец
154
Рис 3 39 Подкладки с ребордами и упругими клеммами соединительной части перевода
переводной кривой обычно не доходит до стыка с усовиком крестовины на величину п (см. рис. 3.2), на протяжении которой рельсовую нить укладывают по прямой. Прямая вставка п должна быть такой длины, чтобы прямой отрезок к = п + h , был достаточным для размещения жесткой базы экипажа до ее входа в горло крестовины (Л — длина переднего вылета крестовины); стыковые накладки при этом не должны доходить до горла крестовины. Кроме того необходимо, чтобы гребни колес, набегающие под углом на сердечник крестовины, при близком рас
положении к нему переводной кривой могли свободно помещаться в желобах крестовины.
При радиусе переводной кривой 200 м этому условию удовлетворяет длина прямого отрезка к не менее 1,5 м.
Переводные кривые не имеют возвышения наружного рельса. Только в случаях укладки переводов на кривых с односторонней кривизной обоих путей допускается возвышение наружного рельса не более 75 мм.
Рельсы соединительной части надежно закрепляются от угона.
3.5. ПОДСТРЕЛОЧНЫЕ ОСНОВАНИЯ
Большинство стрелочных переводов эксплуатируется на деревянных брусьях, которые имеют преимущество перед основаниями других видов (металлические переводные брусья, применяемые в основном на железных дорогах Германии, железобетонные плиты, железобетонные брусья): они
сравнительно просты в изготовлении, обеспечивают небольшую сложность монтажа стрелочных переводов на стендах и в пути, имеют небольшой вес, позволяют сравнительно легко осуществлять электроизоляцию рельсовых нитей, обеспечивают умеренный уровень жесткости пути.
155
Рис. 3.40. Поперечное сечение деревянных переводных брусьев
Рис. 3.41. Поперечное сечение железобетонного бруса
Поперечные сечения переводных брусьев показаны на рис. 3.40. Обрезные брусья обозначены индексом А, необрезные — Б. Брусья выполняются уширенными (У), широкими (Ш) и нормальными (Н). Размеры сечений брусьев указаны в табл. 3.1.
В зависимости от длины брусья делятся на группы, каждая из которых отличается от соседних на 25 см.
Самые короткие брусья имеют длину 3,0 м, самые длинные — 5,5 м.
Количество брусьев в одиночном стрелочном переводе зависит от его марки: 1/9 — 63—68 шт.; 1/11 — 75—80 шт.; 1/18 — 135 шт., 1/22 — 170 шт.
Два переводных бруса, на которых располагается ручной переводной механизм стрелки, называются флюгарочными. В обыкновенных переводах они имеют длину 4,5 м. Для установки опор под соединительные тяги укладывают два бруса длиной по 3,5 м, а под промежуточную опору этой тяги — один.
Для замены дорогостоящих и дефицитных переводных брусьев, на изготовление которых расходуется особо ценная древесина (в основном сосна), повышения боковой и вертикальной устойчивости и общей стабильности стрелочных переводов, повышения срока службы подстрелочного основания и защиты балласта от загрязнения на дорогах России были уложены опытные партии железобетонных плит под стрелочные переводы. Однако широкого применения эта конструкция не нашла. Основной причиной этого оказалась большая трудность в создании машин и механизмов для выправки и рихтовки стрелочных переводов на плитах, преодолеть которую не удалось.
Более удачным оказалось применение железобетонных переводных б р у с ь ев (рис. 3.41). Они выполнены из предварительно напряженного железобетона с арматурой в виде высокопрочной стальной прово
Таблица 3.1. Размеры переводных брусьев, мм
Тип бруса Толщина Л Ширина верхней постели b Ширина нижней постели А| Ширина бруса по непро пиленным сторонам bi Ширина пропиленной стороны бруса А;
У ш н
I 180 220 200 — 260 300 150
II 160 220 — 175 250 280 130
III 160 — 200 175 230 260 130
Примечание. Брусья предназначены: тип I — для главных путей; тип II — для главных, приемо-отправочных путей и сортировочных горок; тип III — для подъездных путей промышленных предприятий.
156
локи периодического профиля диаметром 3 мм. У обыкновенного перевода типа Р65 марки 1/11 комплект состоит из 82 основных брусьев длиной от 2,75 до 5,25 м (всего 11 типоразмеров с переходом с типа на тип через каждые 0,1 м); у перевода марки 1/9 — 74, у скоростного перевода Р65 марки 1/11 — 84 бруса, а с учетом переходных брусьев к шпалам — соответственно 114, 108 и 106 брусьев.
Эксплуатационные наблюдения показали высокую стабильность стрелочных переводов на железобетонных брусьях, возможность применения для их укладки, выправки и рихтовки комплекса машин и механизмов.
Для обеспечения необходимой упругости на стрелочных переводах с этими брусьями требуется применение под подкладками упругих прокладок. Переводы с железобетонными брусьями необходимо укладывать с высокой точностью, так как выправку стрелочного перевода, особенно в плане, — сложная и тяжелая работа. Высокоточным должен быть и монтаж таких стрелочных переводов.
Некоторая выправка этих переводов по высоте возможна с помощью прокладок. После исчерпания этой воз
можности регулировочные прокладки снимают и производят выправку подбивкой балласта.
Стрелочные переводы с железобетонными брусьями — перспективная конструкция. Они начали широко применяться на главных и приемо-отправочных путях. Началась их укладка на участках со скоростями движения пассажирских поездов до 200 км/ч.
Непременным условием применения стрелочных переводов на железобетонных брусьях является сварка стыков как внутри переводов, так и на примыканиях к ним рельсов обычного пути во избежание быстрого износа и дефектов рельсов в стыках, а также ухудшения плавности движения поездов. Для выполнения этого условия остряки стрелки должны быть гибкими, чтобы обеспечить возможность приварки к их корневой части примыкающих рельсов. При применении крестовин с подвижным сердечником их длинный рельс, работающий по главному пути также должен быть гибким. По боковому пути стрелочных переводов марок 1/11 и 1/9, где скорости движения ограничены до 40— 50 км/ч, рельс сердечника может быть и поворотным.
3.6. ОСНОВНЫЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ СТРЕЛОЧНЫХ ПЕРЕВОДОВ, ИХ РАСЧЕТ
Основные геометрические параметры стрелочных переводов определяются в зависимости от задаваемых скоростей движения поездов по стрелочному переводу и необходимости ограничения ударных воздействий W на направляющие элементы перевода (остряки, контррельсы, усовики) и величины возникающих ускорений j и у. При этом в первую очередь намечаются допускаемые углы удара ру колес подвижного состава в элементы стрелочного перевода: Рс_у — угол удара в остряк, ведущий на боко
вой путь (рис. 3.42), рк_у — в отвод контррельсов, Руш_у — в отогнутую часть усовика при движении против шерсти , Руп_у — в отвод усовика при движении по шерсти.
В процессе удара в криволинейный остряк или в случае движения со стороны крестовины в переводную кривую внезапно появляется центробежное ус-
1 Движение против шерсти — от стрелки к крестови-не; движение по шерсти — от крестовины к стрелке.
157
Рис. 3.42. Схема углов удара в элементы стрелочного перевода: / — осгрякн. 2 — контррельс: 3 — усовик; 4 — сердечник
корение. Оно должно быть ограничено. Таким образом, должны быть ограничены допустимыми значениями И/о>Л> Уо ) эффект удара W2 и центробежное ускорение — внезапно появляющееся J и постоянно действующее в процессе прохождения переводной кривой у.
За характеристику потери кинетической энергии при ударе принимается величина = v2 sin2 ру , где v — скорость движения экипажа.
Имея в виду, что центробежное ускорение равно vVR, предыдущие три условия можно записать в следующем виде:
ИЛ, „2
п 0 . о ’ max . о max ,, ,,, sin р —;R0 2-7-;Я2-г-. (3.13)
3 vmax JO '°
На основе отечественного опыта Wq<« 0,225 м/с иу'о = 0,3 4- 0,4 м/с2. На зарубежных дорогах обычно Wq « 0,2 4-ч-0,27 м/с и /о « 0,4 4 0,5 м/с2 В России, США, Франции принято Уо = 0,44-4-0,6 М/С2.
Допустимые значения эффекта соударения колес с остряком 1УС.О отличаются от эффекта соударения их с отведенной частью контррельса WK.O и усовиков И'уп.о или И'ущ-о. При ударе в остряк и одновременном появлении центробежной силы начинается поворот тележки экипажа в кривую. В этот процесс начинает включаться вся масса экипажа. При ударе колеса в контррельс или усовик колесо перемещается поперек пути на незначительную величину, соответствующую длине отвода контррельса или усовика, в пределах
158
которого только и происходит набегание гребня колеса на эти элементы. Это поперечное перемещение оси возможно за счет люфтов и конструктивных раз-бегов, которые имеют оси, частично за счет поперечной гибкости рессорного подвешивания. В связи с этим допускаемые значения эффекта удара Wq для контррельсов и усовиков принимаются значительно большими, чем для остряков, и при этом дифференцированно для рк_у и руп_у с одной стороны, и Руш—у с другой (см- рис. 3.42).
Для определения углов удара рк_у и Руп-у в отводы контррельсов и усовиков на основании отечественного и зарубежного опыта можно принимать ^К-У = ^уп-у = М -г- 0,6 м/с; для определения допустимого угла удара Руш_у можно принять И<уШ_у » 0,9 4- 1,1 м/с.
При известных значениях Wc.o, Jq и Уо последовательность расчета будет следующей. Определяют начальный стрелочный угол рн (рис. 3.43), радиусы остряков Rq и Rq" (рис. 3.44) и переводной кривой R. Находят границу перехода очертания остряка от радиуса Rq к радиусу Rq", она должна быть надежно смещена за пределы зоны ударных воздействий. Наиболее целесообразно эту границу назначать в конце боковой строжки остряка, так как при этом внезапное изменение центробежного ускорения, связанное с изменением радиуса с Rq на Rq" будет совпадать с наибольшим сечением ост-
Рис. 3.43. Расчетная схема для определения угла удара в криволинейный остряк
Рнс. 3 44. Расчетная схема определения параметров стрелки
ряка. Характеристиками этой границы будут Хц и — длина и угол боковой
строжки.
Для нахождения угла а, марки 1/W= = tga крестовины и теоретической длины LT перевода необходимо выяснить длину прямого отрезка к (см. рис. 3.2). Для этого предварительно определяют h — передний вылет крестовины и устанавливают целесообразную длину прямой вставки п. Для подсчета полной (практической) длины стрелочного перевода Ln нужно также знать хвостовой вылетр той же крестовины и т\ — передний вылет рамного рельса.
После нахождения основных параметров стрелочного перевода переходят к расчету отдельных его частей и их деталей и к составлению эпюры стрелочного перевода; при расчете крестовины из условий обеспечения требуемых скоростей по прямому пути и заданных значений определяются допустимые углы удара ру в контррельсы и усовики.
Таким образом, к числу основных параметров относятся по зонам:
стрелки — pHi R'q, R"q, Ху и W|; соединительной части — Rnn\ крестовины — а , h и р;
перевода в целом — LT и Ln.
Из рис. 3.43 можно установить связь между зазором 5, с которым колесо подходит к остряку, начальным стрелочным углом ри, углом удара Рс_у и радиусом R'q',
8 = Л'о (cos Рн - cos Рс-у) = 2 R 'о (sin2 —* - sin2 ).
По малости углов рн и рс_у можно принять, что
8 « -у (sin2 рс_у - sin2 рн), откуда
sin рс_у = sin2 рн + Д-
Согласно первой формуле (3.13) должно быть
vmax Sin Рс.у = Vmax^sin2 Рн + .
Заменяя R'q его выражением из второй формулы (3.13), найдем требуемое значение sin рн. Величины Лд и R'q определяют по второй и третьей формулам (3.13), при этом 2?о обычно принимают равным Л; таким образом,
«пРн^^иго-28тахУо :
у2 у2
п» rfnax . *тах
. (3.14)
где 8тах — максимальный вероятный зазор, при котором характеристика удара в остряк ограничивается vmax — наибольшая требуемая скорость движения по боковому пути.
Значение Рн по конструктивным условиям обычно не принимают меньше 20—25'. При необходимости иногда
159
Таблица 3.2. Расчетные величины для определения г и Ut
Тип перевода /. мм R, мм К m mo hr. мм t/н. ММ
Р50 (ГОСТ 7174—75) 15,4 15 5 20 4 42 75
Р65 (ГОСТ 8161— 75) 16,7 15 5 20 4 45 75
Р75 (ГОСТ 16210—70) 14,3 13 5 20 4 55,3 75
принимают рн равным наименьшему возможному значению и из первой формулы (3.14) определяют уменьшенное допустимое значение Jo-
Зазор 5тах определяется с учетом максимальных вероятных значений ширины колеи Sn перед стрелкой и допусков на ее содержание (+3 и -2 мм), возможного упругого расширения колеи под нагрузкой (2—3 мм), минимального вероятного расстояния между внутренними гранями гребней колес Т с учетом уменьшения его за счет изгиба оси на 2— 4 мм и минусового допуска (-3 мм), суммарной толщины двух гребней одной оси 2Л, равной 2x25 мм при максимальном их износе, увеличения толщины гребня за пределами уровня измерения у вагонов (1 мм):
5max = ^iax-7’min-2(Amin+l). (3.15)
На основании большого статистического материала по размерам ширины колеи и размерам колесных пар с учетом вероятностного их характера найдено значение 5тах = 40 мм для колеи 1524 мм и 5 = 30 мм для колеи 1520 мм.
Рис. 3.45. Расчетная схема для определения параметров Ху И £у
Параметры Хц и находят из рис. 3.44 и 3.45:
А = R'q sin Ри; В = R'o cos Рн ;
, В
Ч - (s;-(/,>sin5„-4 . (3.16)
Центральный угол, стягивающий дугу остряка радиуса Rq, равен - ри .
Ширина головки рельса Uq измеряется на расчетном уровне. Расчетным уровнем называется (см. рис. 3.45) уровень, на котором находится теоретическая (математическая) вершина В остряка у его острия. Эта вершина определяется как точка пересечения боковой рабочей грани (имеющей наклон к вертикали 1:К = 1:5) с рабочей боковой гранью рамного рельса.
В табл. 3.2 и на рис. 3.45 даны величины, необходимые для расчета z и Uq1, на рис. 3.46 представлена верхняя часть рис. 3.45.
Расчетные формулы имеют следующий вид:
z = Н - е; Н = f + R sin <p ;
W—ф 1
е = R (tg costp + sinip); tg w = -p;
Z A
1 2 UK
tg <p —; Uo = U„----(hT- »------z)
m u и m r 2wi0
-(3.17)
Ш + m [7оф= £7o-2e(ctg 2 ctgr);
e H-i
sinY= л = —•
где z — расстояние от верха неизношенного рамного рельса до расчетного уровня; (/0 — расчетная ширина головки рамного рельса; Н — расстояние от поверхности катания головки неизноШенного рельса до уровня, на котором находятся центры кривых боковых закруглений головки рельса; f — известное из очертаний головки рельсов расстояние по вертикали от верха неизношенной головки до конца ее бокового закругления; R —
160
радиус этого закругления; l:/f = 1:5 — наклон остроганной боковой грани остряка у острия; 1:т — наклон боковых граней головки рамного рельса; при вертикальных боковых гранях т = а>; у современных рельсов типов Р50, Р65 и Р75 т = 20; Лг — высота головки рамного рельса; UH — ширина головки по низу; I’.Wq — наклон нижних граней головки рамного рельса (у рельсов Р50, Р65 и Р75 1:wq= 1:4).
Передний вылет рамного рельса т\ (см. рис. 3.2) определяется по следующим условиям: 1) накладки в стыке не должны мешать прижатию остряков к рамным рельсам; 2) стык рамного рельса должен быть расположен достаточно далеко от острия остряка, чтобы ударно-динамический эффект, возникающий при проходе колеса через стык, практически затух перед вступлением колеса на остряк и ударом его в последний; 3) длина т; должна быть достаточной для возможности плавного перехода (отвода) от ширины колеи у острия остряка к ширине колеи на прямой у начала накладки стыка рамных рельсов (с некоторым запасом); 4) должна быть обеспечена возможность оптимальной раскладки переводных брусьев на длине mj. Последнее условие обязательно при выполнении всех предыдущих и может быть выражено так (рис. 3.47):
W|=-y- + S bi~mo< (3-18) i- i
где с — стыковой пролет (для рельсов типа Р50 он равен 440 мм, типов Р65 и Р75 — 420 мм); 8 = 8 мм — стыковой зазор; п — число пролетов bj, для стрелок типа Р65 переводов марок 1/9 н 1/11 принято п = 5, для перевода марки 1/18 п = 7, марки 1/22 п = 9; т0 — расстояние от торца остряка до оси бруса
Практика выработала решения в отношении размера Ш|, удовлетворяющего указанным выше требованиям.
Радиус R (параметр) переводной кривой определяется третьей формулой (3.14). Минимальные длины h переднего и р хвостового вылетов жесткой крестовины находят из условий их стыкования с примыкающими к ним путевыми рельсами. Окончательно прини-
и0
Рис. 3.46. Очертание верхней части головки рамного рельса
маемые размеры h и р обычно бывают несколько больше размеров /imin и pmjn из-за необходимости оптимального размещения переводных брусьев. При обычном накладочном стыке с двухголовными накладками /imin и pmin находят из условия, чтобы выступающие за головку рельса детали стыка на одной рельсовой нити не мешали расположению деталей стыка на другой нити и чтобы были возможны установка, смена и содержание в исправности этих деталей и стыка в целом.
Угол крестовины а и ее марку tg = =\:N принимают из условия взаимозаменяемости стрелочных переводов и получения наименьшего числа крестовин различных марок.
Для рационального ведения стрелочного хозяйства важно, чтобы число марок проектируемых стрелочных переводов было по возможности кратным числом марок существующих переводов. Это дает возможность удобного использования крестовин в путе-
Рис. 3.47. Расчетная схема для определения переднего вылета рамного рельса
161
Рнс. 3.48. Расчетная схема для определения проекций стрелочного перевода с криволинейным остряком секущего типа
метричные, в настоящее время не изготовляются), 1/6, 1/9, 1/11, 1/18, 1/22.
В обыкновенном переводе с криволинейным остряком секущего типа (рис. 3.48) участок АВ с радиусом кривизны R'q имеет начальный угол с осью абсцисс (направление прямого пути) \|/н = Рн и конечный \|/к = дуга ВД с радиусом Ад = R имеет \ун = и \|/к = а; прямой отрезок к = п + h имеет угол = Проекция контура АВСД на вертикаль равна ширине колеи 5П против крестовины, проекция на горизонталь равна LT. Выражаются они следующими формулами:
= Ло ( COS Рн - COS + R (cos
вом хозяйстве. Поэтому на отечественных железных дорогах приняты следующие марки переводов: 1/4,5 (сим-
- cos а) + к sin а ;
L, = Ro (sin 5 с/ - sin рн) + R (sin a -- sin 5c/) + к cos a ;
Ln = L1+mx + p.
L (3.19)
(3.20)
3.7. РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ДЕТАЛЕЙ СТРЕЛОЧНЫХ ПЕРЕВОДОВ
3.7.1. Расчет стрелки и ее элементов
Стрелка с криволинейным остряком секущего типа двух радиусов Rq и R отвечает требованиям, предъявляемым к стрелкам в современных и перспективных условиях эксплуатации. Главными параметрами, определяющими пригодность стрелки с криволинейным остряком секущего типа для реализации требуемых скоростей являются: начальный угол остряка Рн, радиусы кривизны остряка Rq и R, длина остряка Iq и длина рамного рельса /рр.
При расчетах начальный угол остряка Рн (рис. 3.49) либо принимают близким к начальному углу остряка Рн_с существующего стрелочного перевода, апробированного долголетней практикой и имеющего характеристики, близкие к характеристикам проек
162
тируемого перевода, либо определяют из условия потери кинетической энергии по первой формуле (3.14).
Радиус кривизны остряка Rq от его начала от точки А — до точки N, где сечение остряка равно полной ширине его головки (AW) = Ьг), либо принимают близким к радиусу кривизны остряка существующего стрелочного перевода, апробированного долголетней практикой и имеющего характеристики, близкие к характеристикам проектируемого стрелочного перевода, либо определяют расчетом из условия обеспечения комфортабельности езды пассажирам из второй формулы (3.14) приняв Rq = R'q. Радиус кривизны R определяется таким же путем с использованием третьей формулы (3.14) приняв R = R'q.
Стрелочный угол Р и длина остряка Iq определяются следующим образом. Обозначим через Рл угол наклона ост-
Ip,
ряка в точке N (см. рис. 3.49). При известных значениях и рн проекция элемента остряка AN на вертикаль
Ао cos рн - Ro cos = br ,
откуда
PA = arccos (cos Рн + b/Ag). (3.21)
Для определения стрелочного угла необходимо наперед принять размер Un. Из рис. 3.49 видно, что
L/n = Ьг + /ж, (3.22)
где Ьг — полная ширина головки остряка;
— минимально возможный желоб между остряком и рамным рельсом в корне остряка в точке В или в месте изгиба при гибких остряках.
В свою очередь
?ж “ ~ ^min “ ^min + Е Е , (3.23)
где Sn — ширина колеи по прямому пути в корне остряка; — минималь
ная насадка колесной пары (1437 мм), Лт1П — минимальная толщина гребня; L с = Е| + е2 + Ез (Ei = 2-4 мм, учитывает изгиб осей; е2 = 2-4 мм, учитывает упругое уширение колеи; е3 = 2 мм, запас на сужение или уширение).
Согласно рис. 3.49.
br + R cos р4 - R cos р = U„ , откуда
Ьг +
Р = arccos [ cos РА + —g— ]. (3.24)
Г Л
Зная Р, найдем угол ф2:
<p2 = p-Pv (3.25)
Длина остряка найдется следующим образом:
l0 = kj АВ = kj AN + kj NB=
n Rn nR
Tso" ( Pir " Ph ) + Jgo Ф2 • (3.26)
Обычно R принимают на 15—25 % меньше Rq.
163
Рис. 3.50. Расчетные схемы для определения длины рамного рельса
Длину рамного рельса обычно принимают не больше длины стандартного типового рельса. Согласно рис. 3.49 длина рамного рельса
<рР = Ч + /о + 4i или /рр = q + Яох х( sin РА - sin Р„) +
+ R ( sin р - sin pfc ) + «ft , (3.27)
где q — передний вылет рамного рельса — расстояние от начала остряка до переднего стыка рамного рельса; q\ — хвостовой вылет рамного рельса — расстояние от корня остряка (или места изгиба при гибких остряках) до хвостового стыка рамного рельса.
164
Наименьшая длина q принимается по конструктивному оформлению стыка, а именно согласно рис. 3.50, а
1К-Ь
min q = + z , (3.28)
где /н — длина накладки, равная для рельсов типов Р75 и Р65 800 мм, Р50 — 820 мм; 5 — стыковой зазор, равный 8—10 мм; z — расстояние от конца накладки до начала остряков, принимаемое равным 20—25 мм, как запас во избежание заклинивания остряков при их возможном продольном угоне.
Наименьшая длина q\ найдется из условия расположения стыков в корне остряка и в конце рамного рельса на
наименьшем расстоянии, но в разных шпальных пролетах. При этом
min qx = | = с - |, (3.29)
где с — стыковой пролет между брусьями, принимаемый для рельсов типов Р75 и Р65 равным 420 мм, типа Р50 — 440 мм.
Таким образом, минимальная длина рамного рельса
/н-5
min/pp = —j— + z +R0(sm Pif-sin рн) +
+ R (sin p - sin Pfc ) + с - |. (3.30)
Наиболее целесообразно располагать начало остряка, полностью опирающимся на подушку башмака шириной р0 (как правило, р0 = 180 -ь 200 мм), а передний стык рамного рельса удалять от начала остряка на т пролетов; тогда в соответствии с рис. 3.50, б будем иметь
, . с-8 Ро
Ч = 2 а& + - у ,
или в общем виде
с-5-ро
<? = та5 +--j---
где т — число пролетов д8, назначаемое при выборе длины рамного рельса в пределах от 1 до 10; д5 — пролет между осями брусьев под стрелкой, который рекомендуется принимать в пределах (0,9—1) дпер; здесь дпер — средний шпальный пролет на перегоне для данного типа рельсов.
Задний вылет
с с - 5 Ч\ = 1 + аь + —
или в общем виде
5
71 = m 'а5 + (с - ^).
где т' — принимают равным 1—5.
В последнее время, с целью упрощения механизированной укладки стрелочных переводов, заранее собранных на стендах, корневой стык остряка располагают в одном створе с хвостовым стыком рамного рельса. В этом случае
принимается qx = 0 и общая длина рамного рельса
С + 5 — Pq
/рр = "’О5 +-2---+ /?o(sin Pir-
-sinpH) + R (sin P - sin ). (3.31)
Так как обычно ширина колеи в начале остряков s0CTp больше ширины колеи в переднем стыке рамных рельсов Spp (рис. 3.50, в), то размер переднего вылета рамных рельсов q можно принять из условия равномерного отвода ширины колеи, что особенно важно для стрелочных переводов, предназначенных для высоких скоростей движения.
Отсюда
^остр рр ,
где i — уклон отвода уширения на 1 м длины, принимаемый в пределах 0,0005— 0,002; S0CTp = 1524 мм; Spp = 1520 мм.
Размер q, определенный по условию равномерного отвода ширины колеи, корректируют так, чтобы и раскладка брусьев была осуществлена при принятых пролетах дд.
Определив длину рамного рельса, можно распределить брусья под стрелкой. Это распределение производится перпендикулярно оси прямого пути равномерно — с одинаковыми пролетами дд и с учетом расположения переводного механизма в пролете дд' (обычно Дд' = 630 -ь 650 мм).
3.7.2. Расчет крестовины с контррельсами
Ширина желоба /г в горле острой крестовины обыкновенного стрелочного перевода принята 68 мм при нормативной ширине колеи 1524 мм и 64 мм при ширине колеи 1520 мм.
Для исключения ударов гребней колес в усовик до горла, т. е. под углом а (рис. 3.51), необходимо, чтобы желоб 1Г был не менее 70 мм. Однако вероятность такого удара не превышает одного раза за весь срок службы крестовины.
165
Во избежание бокового давления гребня колеса на рабочую грань сердечника необходимо, чтобы в пределах рабочей части контррельса, имеющей длину xK_o (см. рис. 3.51, ось III);
Е Т’тах + ^тах + И >
'кн>^т.п-£. (3-32)
где Е — расстояние между рабочими гранями контррельса и сердечника; — желоб в рабочей части контррельса специального профиля.
При Ттах (насадке колесных пар) равном 1443мм,Лтах + ц = 32ммдолжно быть Е > \ 4П мм. При ширине колеи 1520 мм из приведенных выше условий zK_o = 44 мм с допусками +2 мм.
Для предотвращения заклинивания колесных пар между контррельсом специального профиля и усовиком требуется, чтобы (см. рис. 3.51, ось IV) расстояние F между их рабочими гранями и желоб гу_0 в пределах части усовика, параллельной соответствующему направлению сердечника, удовлетворяли условию:
F< Тт1П +ц; Е - F. (3.33)
Согласно ПТЭ Fmax = 1435 мм, что соответствует 7^ = 1437 мм и уменьшению расстояния между тыльной час
(3.34)
тью колес от изгиба осей полногрузных вагонов на 2 мм.
Значение ty^ установлено 46 мм при ширине колеи 1520 мм.
Полная длина контррельса I примерно равна его проекции /к на прямое направление:
* *к-о + 2 (*к-1 + *к-2):
= (tr + 1К) У + 2е • A“v ' I Л' Л
xK_i = ак-1-'к-о) ctgYK-b
где У — число марки крестовины; WK = =40 мм — ширина сечения сердечника, где предполагается полная передача вертикального давления от колеса на этот элемент; ек — запас как в сторону от горла, где ширина желоба гг, так и в сторону от сечения сердечника, где WK = 40 мм; обычно принимают ек » 100 мм.
Ширина желоба контррельса для колеи 1520 мм tK_z = 86 мм переходит на протяжении хк_2 = 150 мм к ширине zK_] = tr за счет отгиба контррельса специального профиля или строжки головки контррельса из стандартного путевого рельса.
Гребень колеса может ударять лишь в отвод контррельса на участке хк_] перехода от ширины желоба [к_д к ширине zK_|. Угол отводаук_[ не должен превышать допустимого угла рк_у, ука
166
занного в п. 3.6. при допустимом значении эффекта удара Wx 0,9 -s-1,1 м/с.
Полная длина усовика (см. рис. 3.51) и длины отдельных его частей выражаются формулами:
ly = h + ITyN + Xy-j + ху_2;
.^y-l ~ Су-1 — ^у-о) Ctg Уу-1 > ^у-1 ~ ^к-1> ^у-2 ~ ^к-2> ^у-2 — *к-2,
. (3.35)
*г = (гг-'у-<>)с18Гу-о^'Л;
Ху^ = WyN - (хг - trN) £ min ху_^. _
Углы уу_0 и уу_| не должны быть больше допустимых углов удара руш_у и руп_у, указанных в п. 3.6. Минимальное значение ху_о должно быть около 200 мм для возможности размещения на этом участке закруглений, образующихся вместо углов отгиба усовых рельсов или усовиков цельнолитых крестовин, и для получения между этими закруглениями прямого участка. Значение Wy принимается не менее WK = 40 мм.
3.7.3. Расчет основных размеров острых крестовин
с непрерывной поверхностью катания
Для участков со скоростным движением пассажирских поездов (до 200 км/ч) наиболее широкое применение нашли крестовины с подвижным сердечником из остряковых рельсов с гибкими ветвями (рис. 3.52, а). Расчет такой крестовины выполняется приближенно, поэтому принимаются следующие допущения и исходные условия:
1) в расчетной схеме сердечник принимается как консольная балка в плане, защемленная одним концом в корне — в сечении 0—0;
2) внутренние рабочие грани АД и AjBj неподвижных усовиков должны быть прямолинейными — по условиям сопряжения с рабочими гранями сердечника и технологии изготовления усовиков;
3) на участке /| между двумя тягами — от острия сердечника (от точки А) до конца прилегания его к усовикам (до точки В) сердечник не должен изгибаться при переводе его из одного положения в другое;
4) на участке /2 между второй тягой и концом сердечника в его корне, т. е. от точки В до сечения 0—0, ветви сердечника при переводе из одного положения в другое поочередно изгибаются, при этом деформации изгиба следуют закону Гука, а каждая ветвь в нерабочем положении находится в изогнутом состоянии и под некоторым напряжением;
5) в рабочем положении сердечника размер должен обеспечивать прохождение колес с любыми допускаемыми размерами (max и min) и быть не менее размера ширины желоба в горле крестовины с неподвижным сердечником, т. е. tg = tr.
Третье условие накладывает следующие ограничения на кинематику расчетной схемы. Для того, чтобы при переводе сердечника часть его длины /| оставалась постоянно прямолинейной, необходимо чтобы силы Р| и Р2 от переводного механизма действовали синхронно. Поэтому для приближенного решения задачи в расчетной схеме (рис. 3.52, б) для изгиба участка сердечника длиной /2 (при переводе его) прикладывается в точке В сила Р, равная сумме сил Р| и Р2. При этом при пере-
Рис. 3.52. Крестовина с подвижным сердечником из остряковых рельсов (а) и ее расчетная схема (б)
167
воде (изгибе) точка В займет положение В|, а точка А должна занять положение Л], так как прямая А^В\ = 1\ будет наклонена к горизонту под углом 9. Этот угол 9 для балки с защемленным концом будет ни что иное, как угол поворота ее поперечного сечения при изгибе.
Итак, в соответствии с расчетной схемой прогиб (перемещение) сердечника в точке В при изгибе его как балки, защемленной одним концом, длиной /2 (ПРИ пренебрежении силами трения между подошвами рельсов сердечника и подушками), возможно определить по теореме Кастильяно:
'г
Г M(x)rfx дМ{х) EJ дР ’ о
при этом
М(х) = Р (х), = х ,
где Е — модуль упругости стали остряко-вых рельсов; J — момент инерции поперечного сечения острякового рельса относительно его вертикальной оси.
Подставляя эти значения и интегрируя, получим
jPxdx _ Р f 2 j р$ ,, EJ Х~ EJ 'Х dx~ 3EJ' (336)
о 0
Так как размер tg должен быть строго нормирован, т. е. принят по пятому условию и, следовательно, известен наперед, то из выражения (3.36) можно найти Р:
3 Е J tg
(3.37)
Точка А при изгибе ветви I2, как указывалось выше по третьему условию, переместится на расстояние /0, которое согласно расчетной схеме можно найти следующим образом:
t0 = tB + /, tg 0 , (3.38)
где 0 — угол поворота поперечного сечения балки в точке В при изгибе ее силой Р (при пренебрежении силами трения).
Угол 9 можно определить по выражению
1 Г
0- EJ * Pxdx~ 1EJ ’ <3,39>
о
где Р, /2, Е, J имеют те же значения, что и в формуле (3.36).
Угол подвижного сердечника ас найдется из треугольника Л|ОКУ (см. рис. 3.52, я)
ас + со + 0 = 180°, откуда
ас = 180° - со - 0 .
С другой стороны, а + со = 180°, откуда со = 180° - а, где а — угол крестовины с неподвижным сердечником рассматриваемой марки.
Подставив значение со в выражение для ас получим
ас = а - 0. (3.40)
В формулах (3.36)—(3.40) неизвестными являются /|, /2, Р, 9 и ас. Определение и подбор значений этих неизвестных целесообразнее всего производить методом последовательного приближения, исходя из практических возможностей конструктивного оформления и укладки стрелочных переводов на станциях при существующих размерах междупутий. При этом надо руководствоваться следующими положениями.
1. В целях получения наибольшей гибкости ветвей сердечника желательно размер /2 иметь наибольшей длины. Однако для обеспечения возможности укладки рассматриваемых стрелочных переводов в съезд между путями необходимо, чтобы длина /2 была оптимальных размеров и позволяла осуществлять эту укладку в съезд при установленных междупутных расстояниях Ем (особенно при малых их размерах).
2. В целях обеспечения наибольшей жесткости сердечника на участке /( (который при изгибе участка 1^ не должен изгибаться) желательно иметь его на-
168
Рис. 3.53. Схема нормального съезда между двумя прямыми параллельными путями
именыпим. Однако для обеспечения удобства конструктивного оформления второй тяги против желоба tg необходимо, чтобы участок 1\ имел оптимальный размер и позволял свободно осуществлять монтаж этой тяги.
Исходя из положения 1 будем иметь согласно рис. 3.53 размер
L-la z-2b0~ 1а-28
, (3.41)
Ем $0
при ЭТОМ 2 = -----И Ьп =---тг ,
sina 2tgy
где L — расстояние между математическими центрами крестовин съезда под углом а; So — нормальная ширина колеи в прямом участке пути; Ьо — расстояние от центра стрелочного перевода данной марки до математического центра крестовины под углом а; /0 — вставка между хвостами крестовин по съезду. Она может быть равна О при малых Ем и крутых марках переводов. При больших Ем и пологих марках переводов /0 следует принимать методом попыток: min /0 = 4,5 м, /0 = 6,25 м, /0 = 12,5 м, /0 = = 18,75 м; 5 — стыковой зазор.
Полная длина сердечника А {О (рис. 3.54) по условию обеспечения укладки таких переводов в съезд между путями будет найдена следующим образом:
Гл
/1+./2 = А1О = АО =--?~а+т' .(3.42)
2 sin у
Из треугольника ОКОО видно, что UK « т' tg ac .
При найденном значении UK и известном расстоянии АО принимается приближенно AFO за прямую, а треугольник А 00 за прямоугольный, тогда угол сердечника ас можно приближенно найти из этого треугольника:
ac = arctg((x,^w,), (3.43)
где при принятом значении to (в пределах 100—152 мм) размер а’ будет найден по выражению
. . а • 2 siny
Исходя из положений 1 и 2, а также из условий удобства монтирования второй тяги для перевода сердечника из одного положения в другое, решение по определению длины прямолинейной (не изгибаемой) части /] может быть дано в двух следующих вариантах.
169
Первый вариант применяется для крестовин крутых марок (1/11 и круче) при прикреплении второй тяги только к длинному рельсу сердечника (по условию возможности постановки болтов). В этом случае в первом приближении (см. рис. 3.54).
с 2 br + D
I, «-------=------------
1 tg ас tg “с
(3-44)
где Ьт — ширина головки острякового рельса сердечника: D — расстояние между нера-
Рис. 3.55. Схема для расчета места расположения второй рабочей тяги подвижного сердечника
бочими гранями рельсов сердечника, которое следует принимать по условию обеспечения возможности постановки болтов для прикрепления тяги (см. сечение А—А на рис. 3.54).
Согласно схеме
D = (h + Д ) - 2(Ь^2 - d/2),
где Л — толщина (высота) головки болта; Д — запас, который можно принять равным 5 мм; d — толщина шейки острякового рельса.
Второй вариант применяется для крестовин пологих марок (положе 1/11) при прикреплении второй тяги сразу к двум рельсам сердечника (сечение А— А, рис. 3.55). В этом случае болты, прикрепляющие серьги тяги, пропускаются через оба рельса сердечника. При этом в коротком рельсе сердечника отверстия для этих болтов делаются овальными или диаметром, достаточным для обеспечения продольного взаимного проскальзывания рельсов сердечника во время перевода его из одного положения в другое. Такое решение дает возможность получить более короткую длину прямой части 1\ и за счет этого удлинить гибкую часть сердечника /2. При такой конструкции узла крепления второй тяги длину прямолинейной
170
части /| целесообразно определять приближенно по следующей формуле:
с' br + X
/ »-------=---------
1 tg «С tg ас
(3.45)
где Ьг — ширина головки острякового рельса сердечника; X — размер, который можно принять примерно равным br - i» d/2 (d — толщина шейки острякового рельса).
Найденное значение 1\ по формуле (3.44) или по формуле (3.45) следует откорректировать — принять по условиям возможности монтирования тяг, которые размещают в междубрусных пролетах.
Исходя из этого практическая длина /] (пр /]) окончательно принимается по формуле:
пр/, = а^2 + та& + aJ2 = та& + ат £ 1{,
где ат — пролеты, в которых расположены тяги; а8 — пролеты между осями брусьев, принятые под крестовиной; т — целое число, которое подбирается так, чтобы практическая длина пр/, была равна или больше определенной по формуле (3.44) или по формуле (3.45).
При принятом значении пр/| возможно определить /2 из формулы (3.42):
, го , .
12 =----д + т - пр /, .
2 sin -у
Затем решение проходит следующим образом.
1. При принятых и найденных значениях t0, tв и пр/] определяется угол 9. Из уравнения (3.38) видно, что
откуда
6 = arctg (“пр/^ >' (3,46)
2. Определяют угол сердечника ас по формуле (3.40).
3. Находят значение Р по формуле (3.37).
4. Определяют необходимое усилие на шибере электропривода Рп. Это уси
лие должно быть больше или равно сумме усилий, требуемых на преодоление силы Р упругого сопротивления изгибу гибких ветвей и сил трения т. е.
Рп = Р + Р^. (3.47)
Силы трения Р™ приближенно можно определить из формулы
?ТР = пр'/^Г/г [<?| ( пр/? + 2 Пр/1 z2 ) + ?2 /i +
+ <73(пр/, + 2/2)] (3.48)
где <7| — вес единицы длины рельса сердечника на участке np/t; q2 — вес единицы рельса сердечника на участке /2; q2 — вес одной тяги со всеми деталями; f — коэффициент трения металла по металлу.
5. Проверяют напряжение изгиба о в боковой грани — кромке гибкой ветви и при перемещении сердечника из одного положения в другое
a = M/W. (3.49)
где М — изгибающий момент в наиболее опасном сечении гибкой ветви (в остроганной части); W — момент сопротивления относительно вертикальной оси по боковой грани подошвы гибкой ветви сердечника.
Для уменьшения жесткости гибких ветвей сердечника в горизонтальной плоскости в начале разработки и внедрения крестовин с подвижным гибким сердечником считалось целесообразным делать острожку подошв рельсов сердечника до ширины, равной ширине головки, следующим образом:
у длинного рельса сердечника, предназначенного для движения поездов по прямому направлению, острагивать подошву с обеих сторон на участке, равном 900—1000 мм (с отводами длиной 250 мм к нормальной ширине подошвы); этот участок должен начинаться от конца сердечника (см. рис. 3.54) на расстоянии (3 ч- 3,25)ag. Пригоночная (к другому рельсу) острожка с внутренней стороны "малой" подошвы должна начинаться на расстоянии от точки А, равном (bjJl +02) tg ас, где а2 — расстояние от вертикальной оси симметрии острякового рельса до боковой грани
171
подошвы ("малой", так как остряковый рельс несимметричен);
у короткого рельса сердечника, предназначенного для движения поездов по боковому направлению, острагивать подошву с обеих сторон от сечения К—К (отстоящего также на расстоянии 3 3,5) ag от конца сердечника)
до сечения А—А (см. рис. 3.54). В дальнейшем на основе опыта конструирования, изготовления и эксплуатации было принято решение от острожки подошв обоих рельсов сердечника с целью уменьшения их жесткости в горизонтальной плоскости отказаться и делать ее только на длине сочленения этих рельсов.
6. Определяют основные размеры крестовины. Полная длина крестовины согласно рис. 3.54
Лкр = ^+ЯО. (3.50)
При у\ = /н/2 + i будем иметь min LKp, т. е.
min LKp = /н/2 + I + А О,
где /н — длина накладки; i — размер, позволяющий монтировать стык без всякой обработки (или изгиба) накладки i = 20 + 25 мм.
В общем случае по условиям раскладки брусьев возможно принимать
ат ас + ас
У| = — + т 'а6 + у = т 'а6 + -у— ,
и тогда
аТ + ас
LKp = m'a& + —j— + AO,
где nt — целое число (nt = 1 -5- 3); ат — пролет, в котором расположена первая тяга; ас — стыковой пролет; а5 — пролет между осями брусьев под крестовиной.
Длину усовика можно найти из следующего выражения (см. рис. 3.54);
1ус = У1 +^2 = ^1 + пр/| +Лу-(!,5+ 2) as (3.51)
при у\ = /н/2 + i будем иметь min /ус, т. е.
min /ус =IJ2 + (+ пр /j + - (1,5 -j- 2) a5 ,
а в общем случае при
ат + а.
У} ~т' а& + —— аг + ас lyc = m' а5 + —-— + пр /, + ху - (1,5 +2) а5 .
Здесь все значения известны из предыдущего изложения, кроме ху; ху — раструбная часть усовика, принимаемая обычно в пределах 100 ч- 150 мм.
В формуле (3.51) значение (1,5 4- 2 ) as — участок концевой части усовика. На длину этого участка следует обязательно уменьшить размер усовика для того, чтобы конец усовика не мешал присоединять вторую тягу к рельсу сердечника крестовины.
3.7.4. Координаты для разбивки переводной кривой
Рассмотрим случай, когда перевод имеет криволинейный остряк секущего типа двух радиусов Rq и R при Rq > R (рис. 3.56).
Координаты для разбивки переводной кривой определим наиболее распространенным способом, при котором абсциссы х прямоугольной системы координат принимают заранее равными последовательно 2, 4, 6, 8, 10, 12 м и т. д., а конечную абсциссу хк определяют расчетом. За начало прямоугольной системы координат принимается точка А, находящаяся на рабочей грани рамного рельса против корня остряка или против места изгиба при гибких остряках.
Известными данными должны быть Ln, LT, Rq, R, a, к, рн, p^, P и 50, которые определены или приняты ранее.
Абсцисса конца переводной кривой
хк = R (sin a - sin Р), (3.52)
или
хк = Lt - Л0 (sin P*r - sin Рн) -
- R (sin р - sin р6 ) - к cosa. (3.53)
172
Начальная ордината при х = О
Уо = Ro <cos Рн - cos P*r) +
+ R (cos рй - cos p). (3.54)
Текущие ординаты определятся по следующим формулам:
при х = 2 м л = уо + R (cos р - cos у|);'
при х = 4 м уг = уо + R (cos р - cos yi); > при X = Хл Уп= yt> + R (cos Р - COS у Л ) ; р
при х = Хк Ук = УО +fl(cos Р - cos а),
где углы У| ,у2..у„ находятся через sin у„
по выражению
sin у„ = sin р + xn/R .
По определенным таким образом siny„ по таблицам тригонометрических функций находятся величины углов и соответствующие значения cosy„, которые и подставляются в формулы (3.55).
Проверку конечной ординаты ук можно произвести по следующему выражению:
ук = S0-k sin а. (3.56)
Рис. 3.56. Расчетная схема для определения координат переводной кривой
Для вычисления ординат обычно составляют таблицу, в которую сводят окончательные результаты расчета.
3.8. ЭПЮРА СТРЕЛОЧНОГО ПЕРЕВОДА
3.8.1. Ширина колеи в характерных сечениях стрелочных переводов
При движении по стрелке считается допустимым принудительное вписывание подвижного состава. Минимально необходимые ширина 5 и уширение е колеи определяются по формулам:
5 = 5п + е;е=/0-8тт + д. О-57)
где Sn — ширина колеи на прямом участке пути; в случае отрицательного значения е уширение принимается равным нулю; /0 — разность стрел, образуемых направлением рабочих граней гребней колес несмещаемых осей с рабочими гранями наружных и внутренних рельсовых нитей при заклиненном
вписывании (с учетом мероприятий, обеспечивающих вписывание подвижного состава в колею, — поворотные самоустанавливаю-щиеся оси, поперечные разбега бит. п.); 8min для локомотивных осей равно 7 мм. для вагонных 5 мм при 5П = 1520 мм и на 4 мм больше при Sn = 1524 мм; Д — запас, принимаемый при расчете для корректировки принудительного вписывания.
Для определения ширины колеи в любом сечении стрелки поступают следующим образом. В этом сечении устанавливают каждую ось экипажа и рассчитывают минимально необходимую для такой установки ширину колеи. Из всех рассчитанных значений ширины колеи принимается наибольшее. При заклиненном вписывании ширина
173
Рис. 3.57. Расчетная схема стрелки для определения ширины колеи при прямолинейном остряке
колеи в данном сечении при проходе через него каждой оси экипажа приближенно определяется из условия, что стрела по внутренней нити равна нулю и расчетная стрела равна стреле, отсчитываемой по наружной нити и находящейся в месте расположения данной оси. Поэтому в дальнейшем под /0 будем понимать лишь стрелу по наружной нити.
При этом
/0=/-ZZ (3.58)
где f — стрела по наружной нити в расчетном сечении; £ у — возможная сумма поперечных разбегов осей, на которую может быть снижено значение стрелы.
Значение А берут в границах от 6
—у~до 8min. В отдельных случаях допускают даже меньшее значение А, если
Рис. 3.58. Расчетная схема стрелки для определения ширины колеи при криволинейном остряке
174
оно соответствует проходу расчетного колеса только по данному сечению. Однако А менее 2 мм, что определяет точность излагаемого ниже расчета, брать не следует. Избыточную ширину колеи необходимо избегать по тем же причинам, что и в случае движения экипажа по кривым.
Ширину и уширение колеи для конца переводной кривой со стороны крестовины рассчитывают по той же методике, что и для конца кривой со стороны стрелки. Ширина и уширение колеи для переводной кривой находятся так же, как и для кривых вне перевода и поэтому их расчет здесь не приводится.
Определим значение f при проходе экипажем острия прямого остряка (рис. 3.57). Расстояние между точками прижатия гребней колес крайних осей
Lq — S Lj + Z>]_H + bn_H,
где Lj — расстояние между соседними осями; Ьп_н забег колес первой и последней осей, который определяется так же, как для обычных кривых. Расстояние до расчетного сечения, в котором устанавливается расчетная ось, от точки прижатия колеса первой оси обозначим через /(_р, а от точки прижатия наружного колеса последней оси — через /л_р. При этом
«I + а2 =^1-р + 41-р = Ц’
? (3.59)
а1 = г1-р ~т;а2 = ln-v + т.
Вследствие малости углов р и \|/ и в связи с приближенностью расчета примем cos \|/« cos р « 1. Из рис. 3.57 видно,что
Д| sinp
tgvy «simp » —-—;/»(а2 - т) tgvy. (3.60) Lo
Если бы исследуемое сечение было в пределах остряка на некотором расстоянии от его острия, то
(3.61)
Обычно определяют требуемое уширение в сечении у острия остряка (т = п = 0) и у начала рамных рельсов
(т = т\, где т\ — передний вылет рамных рельсов). Необходимо, кроме этого, если оказалось, что требуется уширение колеи, найти начало и конец участка уширения.
Значения т$ и ид, при которых уширение е оказывается заданным (е3), определим из формулы е=/-Е^-5 + +min А = е3. Заменим f его значениями из второй формулы (3.60) или из третьей формулы (3.61), а входящие в эти формулы величины и выразим через zn0 или «о и 6-р и 4i-p [исходя из формул (3.59) и первых двух формул (3.61)]; тогда получим:
_ L0(F-e3)
то~а2 tgv '-Р ln_p sin р ’
_ 7?+ез = / _ Lo(F + e^.
”°“й’ (tg 0 - tg ) Л-Р /]_psinp ’
F= S у + 8min - A. (3.62)
При заданных значениях тип (например, т = 0 и п = 0) из этих формул можно найти значение е:
(6-р - т) / sin р
‘----------К---------F'
(3.63)
Задают расстояние /] - и /„_р от первой и последней осей (обычно забегами Z>|_H и Ьп_н пренебрегают) до расчетной, считая последней каждую промежуточную ось с ребордами, и находят по любой из формул (3.63) при т = п = 0 максимальное значение е; это и будет искомое расчетное уширение е$ у острия остряка. По формулам (3.63), принимая е3 = 0, находят те значения и ид, при которых уширение не требуется. Практически длину участка отвода уширения следует принимать не менее полученных значений, а также требуемых по нормам текущего содержания пути.
В случае криволинейного остряка f определяют (рис. 3.58) по второй фор
муле (3.60). При этом (имея в виду, что приблизительно стрела сегмента равна полухорде в квадрате, деленной на два радиуса)
/’ = (Я+at )г-Аг _ ai(2/!---Q|) 8фв U 2Ro'Lo ZRo’Lq
(3 64)
Из первой формулы (3.62) найдем т$ при заданном е3 и значении F, определяемом третьей формулой (3.62). Выполнив некоторые преобразования, получим:
* I VJ
то = аг- —-----= Zi-p-
tgV
-Ж
] , 2 (Г+еэЛо) А 1„-р sin р
/д-р №-р - m) (2 Л +/i-p-nt) 2Ra'Lo
(3.65)
У острия остряка т = 0 и е = е0. При еу = 0 определяется то протяжение т$ от острия остряка, на котором отводится уширение е0 колеи в сторону начала рамного рельса.
Обычно на всем протяжении от острия остряка до переводной кривой включительно устанавливают одну ширину колеи. Поэтому, если оказалось, что рассчитанное значение 50 меньше, чем Sr для кривой, и у острия принимают Sq = Sr. Если рассчитанное значение So больше Sr, то от Sq к Sr переходят на протяжении, соответствующем наибольшему значению из Х|_н и л„_н (представляющих собой расстояния от центра поворота жесткой базы до точек бокового прижатия первой и последней осей к наружной нити; приближенно они равны соответственно М 41-н)1
Если по расчету So = Sr = Sn, то у острия остряка все же делают уширение 2—4 мм для того, чтобы в наилучшей степени укрыть острие остряка, ведущего на прямой путь, от ударов гребней колес в его торец.
Ширина колеи у симметричных и несимметричных переводов определяется так же по приведенной выше методике. В табл. 3.3 даны нормы ширины колеи и допускаемые отклонения.
175
Таблица 3.3. Нормы ширины колеи на стрелочных переводах, мм
Тип перевода Марка крестовины В стыках рамных рельсов На рас* стоянии 1000 мм от острия остряка У острия остряка В корнях остряков В середине кривой В крестовине и в конце кривой
на боковой путь на прямой путь
Для колеи 1524 мм
Обы сновенны е переводе
Р65 1/22 1524 1524’’ 1526 1524 1524 1524 1524
Р65 с подуклонкой 1/11 1520 — 1524 1530 1520 1530 1520
Р65 1/11 1524 1530 1536 1536 1524 1536 1524
Р65 1/9 1524 1530 1536 1536 1524 1540 1524
Р65 и Р50 1/18 1524 1524’2 1526 1524 1524 1524 1524
Р50 и Р43 1/11 1524 1530 1536 1536 1524 1536 1524
Р50 и Р43 1/9 1524 1530 1536 1536 1524 1540 1524
Двойные перекрестные переводы
Р65, Р50 и Р43 1/9 1524 - 1536 1536 1524 1536 1524
Сн.и.1 летричне ie переводъ i
Р65, Р50 и Р43 1/11 и 1/9 1524 — 1524 1524 — 1524 1524
Р50 для приемо-отправочных и горочных путей 1/6 1526 — 1540 1540 — 1540 1524
Для колеи 1520 мм
Обыкновенные переводе
Р75 и Р65 1/11 1520 — 1524 1520 152 Г3 1520 1520
Р65 1/22 1520 — 1521 1520 1520 1520 1520
Р65 и Р50 1/18 1520 1520м 1521 1520 1520 1520 1520
Р65 1/9 1520 — 1524 1520 I521’3 1524 1520
Р50 1/11 1520 — 1528 1520 152Г5 1520 1520
Р50 1/9 1520 — 1528 1520 1521’5 1524 1520
Двойные перекрес тные пере eodei
Р65 и Р50 1/9 1520 1535 1535 1520 1535 1520
Силс сетричт ie nepeeodi
Р65 1/11 и 1/9 1520 — 1524 1520 — 1520 1520
Р50 1/11 и 1/9 1520 — 1528 1520 — 1520 1520
Р50 для приемо-отправочных путей 1/6 1520 — 1527 1524 — 1524 1520
Р50 для горочных путей Допускаемые отклоне- 1/6 1522 — 1532 1524 — 1524 1520
ния:
в сторону увеличения 3 3 2 2 2 з’6 2
в сторону уменьшения 2 2 2 2 2 2 2
На расстоянии 260 мм от острия остряка.
'2 На расстоянии 215 мм от острия остряка.
’3 На расстоянии 14100 мм от острия и далее ширина колен по прямому пути 1520 мм
*4 На расстоянии 110 мм от острия остряка.
’’ На расстоянии 13750 мм от острия остряка и далее ширина колеи по прямому пути 1520 мм.
*1 Для переводов типов Р65 и Р50 марок 1/11 и 1/9 колен 1524 мм — 8 мм.
176
3.8.2. Длины рельсов на переводе
Длины рельсов, укладываемых в стрелочный перевод, определяются из элементарных геометрических расчетов. В настоящее время рамные рельсы обоих направлений стремятся делать из рельсов стандартной длины, обеспечивая при этом необходимую длину переднего вылета рамного рельса. Расстояние m2 от стыка остряка до заднего стыка рамного рельса целесообразно назначать исходя из размещения не менее трех-четырех пролетов между брусьями, чтобы их взаимное расположение не мешало их монтажу и чтобы ударно-динамические воздействия на один стык при проходе через него колес подвижного состава не влияли на работу другого стыка.
При одинаковой длине рамных рельсов их стыки не будут точно находиться в одном створе, перпендикулярном направлению основного пути. Если разница при этом будет незначительной, то ее можно погасить (в смысле правильного расположения стыков относительно брусьев), регулируя положение переводных брусьев. В противном случае принимают рамные рельсы разных длин: по боковому направлению /р5 и по прямому /рп. Стыки же их устраивают в одном створе.
Для того, чтобы стыки рамных рельсов находились в одном створе, проекция /рб на прямое направление (обозначим ее /рб) должна равняться /рп:
/рб ~ т\ + = *o’ s*n Ku + +/?0" (sin 0б - sin с^). (3'66)
Так как (Rq - Rq" ) sin E>u= N (см. рис. 3.59), то
Грб = (Ro" -) sin 0б + те, + Л/-Л . (3.67)
Стыки остряков обоих направлений размещают в одном створе. Длины их в настоящее время принимаются одинаковыми; острие остряка, ведущего на прямое направление, на несколько миллиметров будет выдвинуто вперед по отношению к острию другого остряка.
Обычно также требуется, чтобы стыки рельсов, лежащих против крестовины, были в одном створе со стыками хвостовой части крестовины и не попадали на участок расположения контррельсов. Иногда против крестовины укладывают рельсы стандартной длины, а за крестовиной — так называемые пригоночные рельсы, концы которых должны совпадать с концами рельсов, лежащих против крестовины. Для остальных стыков в пределах стрелочных переводов не требуется, чтобы
Рис. 3.59. Расчетная схема для определения длин рельсов в стрелочном переводе
177
они лежали в одном створе с аналогичными стыками других нитей, но обязательным является в любом случае пра
вильное расположение стыков относительно переводных брусьев. На рис. 3.59 показан пример расположения рельсов (длины рамных рельсов обозначены через /рп и /рб-, длины остальных рельсов обозначены через / с соответствующим индексом). Рубки должны быть по возможности длиннее и не короче 4,5 м. Их целесообразно распо
лагать дальше от стрелок и крестовин, на которых повышено динамическое воздействие от подвижного состава.
В случае эпюры по рис. 3.59 при известных /рп и /рб рельсы /|, /3, /4, /g, /7, /9, /ц) и 1\2 принимают по возможности стандартной длины (25 или 12,5 м). Длины рубок /2, /5, /g, /|1 вычисляются. При этом следует учитывать, что брусья под крестовиной укладывают перпендикулярно биссектрисе угла крестовины а. Таким образом: ....... Un. 1
/2 = b„-/IIp-/|-V(Sn+f)x
а з Un
xtgy-s 8;/5 = (Я + ^)х
х (а - Р) + (к - й) - /4 - /6 - S 8 ; I
/8 = £т-/0'-й-/7-/9-Е 8;
1
Uo /11=(Я-5я--^)(а-рб) + 8+р +
+ (5п + "у) "2 “^10_!12~£ S'
•(3.68)
При необходимости строгого расположения в одном створе стыков (со стороны крестовины) пятого и десятого рельсов следует принять длину /|0 не стандартной, а по расчету. Если на этом стыке брусья уложены перпендикулярно направлению основного пути, то проекции на основной путь контуров от начала рамных рельсов и до конца пятого и десятого рельсов должны быть равны. Обозначим углы, стя-2 гивающие дуги длиной (/4 + /5 + Е 8) и 1
(/10 +8) соответственно \|/ и \|/6. Тогда
2 Uo
4/ = (/4 + /s + S а):(Л--^);
Uo
Фб = (/1о + 8):(Л-$я—^ );
1/0
W| +/0'+ (R + -у) [ sin (Р + ч?) -
> (3.69)
- sin Р ] = /р'б + (Л - 5Я -
Uo
--y)x[sin (Рб + уб) - sin рб ].
Из первой формулы (3.69) находится угол \|/, из последней — угол \|/б> а из средней — /|0. Если брусья лежат перпендикулярно биссектрисе крестовин-ного угла, то из подсчитанной по формулам (3.69) длины /]0 вычитают
(Sfi + -y)tgy
В связи с переходом к механизированной укладке стрелочных переводов в сборе с переводными брусьями собранный перевод делится на три блока: блок стрелки, блок крестовины и блок соединительной части. В этом случае корневые стыки остряков и задние стыки рамных рельсов лучше располагать в одном створе. То же относится к переднему и хвостовым стыкам крестовины: их желательно располагать в одном створе со стыками /3 и /[2, (см. рис. 3.59), корректируя длину последних.
Корректировка потребуется и в связи с переходом к основанию стрелочных переводов в виде железобетонных брусьев, при котором остряки должны быть гибкими, а все стыки в пределах стрелочных переводов и на примыкании к ним плетей бесстыкового пути должны быть сварены.
3.8.3. Раскладка переводных брусьев
Расчет основных параметров стрелки и крестовины проводился с учетом распределения под ними переводных брусьев. Таким образом, осталось распределить брусья только под соедини
те
тельной частью и определить длину всех брусьев под стрелочным переводом.
Раскладку брусьев под соединительными путями ведут перпендикулярно оси прямого пути примерно до центра стрелочного перевода, а за центром перевода начинают постепенно разворачивать брусья до перпендикулярного их положения к биссектрисе угла крестовины.
Пролеты под соединительной частью принимают равными (0,95 + 1,0) апер и по возможности одинаковыми (апер— средний шпальный пролет на перегоне).
Для облегчения расчета раскладки брусьев вычерчивают в масштабе схему стрелочного перевода (рис. 3.60), определяют расстояния АВ, ДЕ, ЖЗ, после чего находят число пролетов на каждом из этих участков, а, следовательно, и число брусьев. Затем определяют длину брусьев и число их в каждой группе по длине.
Нормальный выступ бруса М' — расстояние от внутренней рабочей грани рельса до конца бруса — можно определить следующим образом:
,,, 2750-50 2750-1520 ,,,
М =---------=------2----= 615 мм,
где 2750 — длина деревянной шпалы, мм.
Иногда с целью экономии длинных брусьев размер М' для переводов крутых марок уменьшают на половину приращения длины стандартного
бруса, применяемого при переходе от одной длины бруса к следующей, т. е. 250/2 = 125 мм (250 мм — приращение длин стандартных брусьев). Таким образом принимают
М' = 615 - 250/2 = 490 мм.
Местоположение брусьев большей длины, чем предыдущие, определяют чаще всего графически при выполнении чертежа эпюры стрелочного перевода в масштабе или аналитически.
Эпюра стрелочного перевода оформляется после всех предыдущих решений и расчетов. Рабочий схематический чертеж выполняют в масштабе 1:50 или 1:100, руководствуясь которым укладывают стрелочный перевод на месте. На эпюре указывают характерные размеры, принятые и полученные расчетом. Эпюру укладки перевода дополняют схемой разбивки стрелочного перевода.
На схеме разбивки перевода указывают основные линейные размеры: ширину колеи в переднем стыке рамных рельсов, в начале остряков, в корне остряков по обоим направлениям, в середине переводной кривой и против крестовины; начальный угол и угол касательной к остряку в месте изменения радиусов (при остряках, обработанных по двум радиусам); радиусы остряка и переводной кривой; угол крестовины; форму и длины остряков; длины рамных рельсов и прочих рельсов, входя-
Рис. 3.60. Схема раскладки брусьев под обыкновенным переводом
179
Рис. 3.61. Эпюра стрелочного перевода типа Р65 марки 1/11: а — раскладка шпал и брусьев; б — геометрические характеристики
щих в состав перевода; длину прямой вставки; длину контррельсов, крестовины и участков отвода ширины колеи; абсциссы и ординаты для разбивки переводной кривой.
Пример раскладки шпал и переводных брусьев, атакже компоновки эпюры для стрелочного перевода типа Р65 марки 1/11 приведен на рис. 3.61. Особенностью эпюр раскладки железобетонных брусьев по сравнению с деревянными является то, что их веерообразная раскладка начинается в таких стрелочных переводах с острия остряка, тогда как в стрелочных переводах на деревянных брусьях — с корня остряка.
3.9. Разбивка стрелочных переводов в кривых
В ряде случаев возникает необходимость укладки стрелочных переводов в кривых. Чтобы избежать специального проектирования переводов для укладки в криволинейные пути производят спрямление криволинейного участка и на нем укладывают типовые стрелочные переводы. Различают спрямление по хорде (рис. 3 62), при котором спрямленный участок лежит внутри основной кривой; по касательной (рис. 3.63) — спрямленный участок лежит вне основной кривой, по секущей (рис. 3.64) — спрямленная часть лежит внутри перевода, а сопрягающие части вне ее.
Во всех способах заданной является точка Ц', которая представляет собой положение центра перевода. Точка С, делящая переустраиваемую дугу на две равные части, не совпадает с точкой Ц', так как размеры а и b стрелочного перевода не одинаковы (а — расстояние от переднего стыка рамного рельса до центра перевода, b — от центра перевода до хвостового стыка крестовины). Проекция М точки С на спрямленный участок отстоит и от проекции Ц, точки Ц на расстоянии МЦ (Ь — а) 2. Длина прямой спрямленного участка L = (а + b) + 2Х. При этом X —
длина прямого участка за границами стрелочного перевода, которую рекомендуется брать не меньше длины полной колесной жесткой базы наиболее длинного экипажа обращающегося подвижного состава.
Если требуется устройство переходных кривых для соединения сопряга-
Рис 3 62 Схема укладки стрелочных переводов на спрямлении кривой по хорде
Рис 3 63 Схема укладки стрелочных переводов на спрямлении по касательной к кривой
Рис 3 64 Схема укладки стрелочных переводов со спрямленной частью внутри кривой и сопрягающими частями вне ее
181
Рис 3 65 Разбивка стрелочных переводов в кривой по способу тангенса:
а — при Т = Rtg у, б — при Г = Rtg
ющих дуг со спрямленным участком, то длину спрямленного участка увеличивают. При необходимости устраиваются также переходные кривые и между сопрягающими кривыми и основной кривой. Радиусом сопряжения г задаются, принимая его обычно наименьшим допустимым. Необходимые данные для разбивки спрямления, параметры для их определения и тре
бующиеся построения указаны на рис. 3.62—3.64.
Если угол, стягиваемый дугой АВ, равен углу а обыкновенного перевода, то наиболее целесообразна разбивка по способу тангенсов (рис. 3.65). Для возможности разбивки стрелочного перевода требуется, чтобы Х/, + Ь<Т>а + + Ха . Здесь Ха и Хь — запасы в длине тангенсов. Целесообразно давать их не менее, чем указанное выше значение X. Однако, поскольку это обычно требует большого радиуса, в зависимости от назначения пути принимают меньшие значения X , вплоть до нуля.
В стесненных условиях, когда спрямление прямого участка под весь стрелочный перевод влечет за собой трудно осуществимые сдвижки пути, производят спрямление лишь под стрелку и крестовинную часть.
В 1998 г. подготовлено и начато производство переводов для укладки в кривых участках пути без спрямления кривой.
182
Раздел 4
РАСЧЕТЫ ВЕРХНЕГО СТРОЕНИЯ ПУТИ
4.1. ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ РАСЧЕТОВ
Расчеты пути на прочность и устойчивость сводятся к определению напряжений и деформаций в его элементах под нагрузкой.
Результаты расчетов пути могут использоваться в целях:
оценки напряженно-деформированного состояния данной конструкции пути при заданных условиях эксплуатации;
определения таких нагрузок и скоростей движения поездов с учетом грузонапряженности и прошедшего по пути тоннажа, при которых напряжения и деформации, возникающие в пути, не будут превосходить допустимых, а его устойчивость будет надежно обеспечена;
проектирования новых конструкций пути.
Расчеты пути могут также являться составной частью технико-экономических расчетов, выполняемых при выборе варианта конструкции.
Определяющими эксплуатационными факторами, используемыми в расчетах пути, являются:
нагрузки на оси локомотивов и вагонов (Рос, кН/ось);
скорости движения (v, м/с);
грузонапряженность (Т$, млн т-км брутто/км год);
прошедший тоннаж (Т, млн т).
Результаты расчетов пути на прочность и устойчивость могут также ис
пользоваться при решении целого ряда практических задач, и в частности:
задачи о возможности и условиях укладки звеньевого или бесстыкового пути на заданном перегоне;
задачи о возможности повышения скоростей движения и нагрузок на оси подвижного состава на эксплуатируемой линии;
анализе причин нарушения прочности (излом рельса) или устойчивости пути (выброс) на эксплуатируемой линии;
анализе причин схода подвижного состава;
определении предельно допустимого тоннажа Т, после пропуска которого необходимо назначить капитальный ремонт пути и др.
Расчеты верхнего строения пути на прочность и устойчивость определяют минимально необходимую мощность пути, а технико-экономические расчеты — оптимальную мощность.
Расчеты пути базируются на законах теоретической и строительной механики. Воздействия на путь переменны и случайны так же, как и сопротивляемость пути им, напряженно- деформированное состояние пути, определяемое этими расчетами, имеет в е -роятностный характер.
В результате фундаментальных теоретических и экспериментальных исследований ВНИИЖТом был разрабо-183
тан практический метод расчета пути на прочность, который принят на дорогах РФ как официальный. В настоящее время практические расчеты пути выполняются в соответствии с Правилами производства расчетов верхнего строения железнодорожного пути на
прочность (1954 г.), откорректированными в последующем ВНИИЖТом (1972 г.).
В исследовательских целях используется методика динамического расчета взаимодействия подвижного состава и пути А. Я. Когана (см. ниже п. 4.3.3).
4.2. ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ПУТЬ И ЕГО СОПРОТИВЛЯЕМОСТЬ ВНЕШНИМ ВОЗДЕЙСТВИЯМ
4.2.1. Виды воздействий
Путь подвергается воздействию:
I) подвижного состава. При этом воздействие локомотивов определяет прочность пути, а вагонов, как массовых нагрузок, — остаточные деформации;
2) природно-климатических факторов, из которых основные — температура и атмосферные осадки;
3) собственных (внутренних) напряжений, возникающих в элементах верхнего строения пути, главным образом в рельсах, при их изготовлении, укладке и эксплуатации.
В конструкции пути должна быть обеспечена надлежащая сопротивляемость этим воздействиям.
Структурная схема расчетов верхнего строения пути на прочность и устойчивость представлена на рис. 4.1.
4.2.2. Воздействия на путь подвижного состава
Общие сведения. Как известно, любая единица подвижного состава имеет необрессоренную часть (колесные пары и буксовые узлы), комплекты пружин (рессор) и опирающийся на них кузов — надрессорное строение (обрессоренная масса). Современные локомотивы и вагоны — тележечного типа.
Статическое воздействие на путь стоящего экипажа определяется его
Рнс. 4.1. Структурная схема расчетов на прочность и устойчивость
184
массой и числом осей. При движении воздействие экипажа на путь становится значительно сложнее. Уже в момент трогания локомотива весовая нагрузка перераспределяется между его тележками, так как момент сил сопротивления, действующих на уровне автосцепки, разгружает переднюю и перегружает заднюю тележку (до 20—30 кН).
При движении экипажа на путь действуют, кроме сил тяжести, также силы инерции, появляющиеся при совместных колебаниях подвижного состава и пути в вертикальной и горизонтальной плоскостях, тормозные силы и т. д. Колеса экипажа при общем поступательном движении имеют сложные пространственные перемещения, которые вызывают колебания рессорных комплектов и находящегося на них кузова. Сложные колебания кузова принято разделять на возвратно-поступательные и вращательные относительно трех осей координат, проходящих через центр тяжести кузова. Возвратно-поступательные: подпрыгивание (вдоль вертикальной оси); подергивание (вдоль продольной); относ (вдоль поперечной). Вращательные: виляние (вокруг вертикальной); боковая качка (вокруг продольной); галопирование (вокруг поперечной).
В инженерных расчетах пути на прочность весь этот сложный процесс учитывается введением инерционной силы Рр.
Рр — вертикальная сила инерции, вызванная колебаниями кузова на рессорах (обрессоренных масс экипажа) и приходящаяся на одно колесо, определяется через жесткость рессорного комплекта и ординату его колебания. В дальнейшем будем иметь в виду, что жесткость любого элемента численно равна силе, вызывающей его единичную линейную деформацию в сечении под силой в направлении действия этой силы.
Наряду с этим путь и колеса подвижного состава имеют ряд несовершенств, каждое из которых вызывает добавочные силы инерции.
Несовершенства пути и подвижного состава. Неровности на пути:
1) явные или геометрические. Их можно разделить на два вида: неровности продольного пути, устанавливаемые нивелировкой по головке рельсов; микронеровности на поверхности катания головок рельсов, обусловленные волнообразным износом рельсов. Измеряются специальными приборами, имеющими прямолинейную базу, например, линейками Шестопалова;
2) неявные (потайные) или силовые, образующиеся из-за неплотного прилегания элементов верхнего строения пути друг к другу и выборки люфтов под нагрузкой (их можно обнаружить при медленном прокатывании колес по пути, т. е. без ускорений).
Ординаты неровности на пути (т]п) представляют собой сумму ординат геометрических и силовых неровностей.
При наличии этих неровностей при взаимодействии колеса и рельса возникает вертикальная сила инерции Рип.
Несовершенства колес:
1) несовпадение центра тяжести колеса с центром вращения, которое вызывает дисбаланс. Дисбаланс может иметь место из-за: неравномерного распределения металла по сечению колеса; эксцентричной насадки колеса на ось, вызывающей дисбаланс и дополнительные деформации рессор (допускается эксцентричность до 1 мм); неравномерности проката (износа) колеса по среднему кругу катания ("ползун" — до 2 мм).
Обозначим несовпадение центров тяжести и вращения колеса — эксцентриситет дисбаланса — через ед, м. Тогда дисбаланс D, Н-м — момент силы тяжести относительно центра вращения — будет выражаться формулой
D = qK.oeD,
где qK.o = тк-og; тк-о — вращающаяся масса колеса, кг; g — ускорение силы тяжести, м/с2;
185
?К=0 ~
где aD» 0,9 (для вагонов) — доля необ-рессоренного веса, влияющего на дисбаланс; qK — необрессоренный вес, приходящийся на одно колесо (колесо + 1/2 оси + букса + часть тормозного оборудования и рессор), Н.
Величина дисбаланса на железных дорогах РФ не нормирована. При существующих допусках максимальные значения ед и D могут достигать 0,0045 м и 28 Нм соответственно. Отметим, что в опытном поезде для заездов со скоростью 331 км/ч (Франция) колеса балансировались так, чтобы D < 0,1 Н-м;
2) овальность колес (допускается 1 мм);
3) неравномерность износа колеса в поперечном сечении, из-за которой центр тяжести колеса может изменять свое положение по вертикали (до 4 мм).
Все это вызывает дополнительные силы инерции, обусловленные несовершенствами колес (неровностями т]к на колесах). Вертикальная составляющая этих сил Рнк является знакопеременной.
Таким образом, путь и колеса обладают различными несовершенствами в виде неровностей явных (геометрических) или неявных (силовых). Кроме того, все неровности можно разделить на два характерных вида:
изолированные (их влияние на величину сил инерции заканчивается до следующей неровности);
непрерывные (непосредственно примыкают друг к другу).
В частном случае непрерывно повторяющиеся одинаковые неровности называют регулярными (дисбаланс, стыки коротких рельсов или железобетонных блоков подрельсового основания).
Основные положения расчетной схемы. При расчетах железнодорож-186
ного пути применяется гипотеза Н. П. Петрова, заключающаяся в том, что упругая линия изгиба рельса под действием динамической нагрузки имеет ту же форму, что и упругая линия изгиба, возникающая под действием соответствующей статической нагрузки.
Для практических инженерных расчетов в "Правилах производства расчетов . . ." принята "квазистатическая" схема взаимодействия пути и подвижного состава. Путь рассматривается как балка бесконечной длины на непрерывном равноупругом линейном (винклеровском) основании (линейная связь между напряжениями и деформациями).
Вертикальные силы от колес к рельсам приложены статически (не перемещаются вдоль пути). Но величина сил определяется с учетом динамики. Она складывается из статического давления колеса на рельс и динамических добавок, возникающих при колебаниях кузова и необрессоренных масс подвижного состава при наличии несовершенств пути и колес. В расчет принимается вероятное значение суммарной вертикальной силы.
Рвех> = + Ро + Рнп + Рнк- (4-О
вер иг р КП НК ' '
У ....у »
статическая динамические
сила добавки
При известной статической силе Р„ (давление от колеса) задача сводится к определению динамических добавок (инерционных сил Рр, Рнп, Рнк).
Теоретические основы определения вертикальных динамических сил. Колебания кузова и необрессоренных масс мало влияют друг на друга. Поэтому эти колебания можно рассматривать раздельно, описывать их самостоятельными дифференциальными уравнениями, а затем общий эффект определять с
использованием принципа суперпозиции.
Колебания необрессоренных масс подвижного состава на пути. Пусть колесо при движении не отрывается от рельса. Рассмотрим вначале физикомеханическую схему процесса их взаимодействия.
Обозначения на схеме (рис. 4.2, а): тк — необрессоренная масса:
У = Л + У2,
где yt, у2 — прогибы, вызываемые соответственно собственными и вынужденными колебаниями системы;
/о — параметр вязкого трения, кН с/м;
ЕП(0 — функция суммарной неровности пути и колеса;
Е П(0 = Пк(0 + Пп(0.
т„ — фиктивная масса колеблющегося пути, сосредоточенная в точке контакта колеса с рельсом (2—4 м);
Пк и пп — наибольшие величины неровностей на колесе и на пути соответственно.
Колебание необрессоренной массы на пути можно описать расчетной моделью, изображенной на рис. 4.2, б, где
Жк — жесткость колеса (Ж* = = (6-г7)105, кН/м);
Жп — жесткость пути, приведенная к контакту колеса и рельса; ЖП = = (0,54-2,0)105, кН/м;
жк »ж„-,
у — вертикальное динамическое перемещение необрессоренной массы, дополнительное к статическому:
В соответствии с принципом Д’Аламбера внешняя сила, действующая на материальную точку, уравновешивается суммой сил (инерционной и реактивной):
Рииерц. + Р реахт. = Рдейств. (4.2)
В общем случае любая сила инерции равна произведению массы на ускорение, действующее на эту массу, т. е.
Р инерц. = ту,
где у — вертикальное перемещение массы (для рассматриваемой схемы); У = ^~ — ско
рость перемещения; У~~^г — ускорение
перемещения.
Рис. 4.2. Схемы колебаний необрессоренных масс подвижного состава на пути: з — физико-механическая схема; б — расчетная модель
187
Кроме сил инерции, действуют следующие реактивные силы:
сила упругого отпора, прямо пропорциональная просадке пути у — динамическому прогибу,
-реакт. =
силы неупругого сопротивления, вызываемые действием сил трения, которые не зависят от вертикальной силы и просадки. В расчет вводится сила вязкого трения, которая прямо пропорциональна скорости вертикального перемещения (у), т. е.
^2-реакт.
На основании рассмотренного можно составить дифференциальное уравнение колебаний необрессоренной массы на пути:
(отк + тп)у + Ду + Ж^у = ткХ ц(/). (4.3) сила сила реакт. деист.
инерции неупруг, отпор сила сопрот.
Линейное неоднородное дифференциальное уравнение (4.3) решается следующим образом.
1. Все члены делятся на (тк + шп) и вводятся новые обозначения:
тк + тп
где Е, — коэффициент вязкого трения (сопротивления), с”1;
«к + ^п
где у — циклическая (круговая) частота собственных свободных колебаний колеса и пути в точке контакта, с-1.
Собственные колебания возникают в системе, если ее вывести из равновесия и дать возможность колебаться дальше без вмешательства извне. Они 188
могут быть свободными (при 5=0) или затухающими (при £ > 0). В последнем случае
V? = V2 - 42.
где хуо — циклическая частота собственных затухающих колебаний.
тк -------= а0. тк + тп
Таким образом, уравнение (4.3) теперь получит следующий вид:
у+2^ + ч/2у = а0Ец(/). (4.4)
2. Выбирают уравнение неровности Ег|(0, соответствующее реальным условиям, дважды его дифференцируют и получают Ец(/).
3. Интегрируя уравнение (4.4), получают выражение для динамического прогиба (у).
Типичными неровностями являются:
а) изолированная неровность на пути или на колесе (например, местная просадка пути или ползун);
б) непрерывная неровность на колесе (например, дисбаланс, эксцентричная насадка колеса и др.).
При рассмотрении изолированной неровности на пути (рис. 4.3) обычно принимают, что она очерчена по косинусоиде (наиболее неблагоприятная форма неровности), т. е.
n(x) = |(l-cos^), (4.5)
где а — наибольшая ордината (амплитуда) неровности длиной /.
Средний уклон этой неровности 2д
l~ I ‘
Тогда (при х = v/)
... a,. 2л w.
П(0 = jd - cos—).
Рис. 4.3. Изолированная неровность на пути г| (штриховая линия) и вертикальная сила инерции Ркк (сплошная линия)
На рис. 4.3 Рнп — сила инерции, обусловленная наличием неровности на пути. Решая уравнение (4.4), можно получить величину дополнительного прогиба рельса у, вызванного неровностью г|(0, а затем и величину Рнп. При неучете неупругих сопротивлений Рцп ~
Практический интерес представляет наибольший прогиб _утах, который, как установлено экспериментально, при современных скоростях обычно имеет место на выходе из неровности.
Величина утах (а значит, и дополнительной силы Рнп) зависит от скорости v (рис. 4.4). В инженерных расчетах учитывают его величину по касательной к наибольшей волне. В общем случае вертикальная сила инерции, возникающая от изолированной неровности на пути,
•^нп = ткУ‘
Аналогично решается вопрос об определении Ринк — вертикальной силы инерции от изолированной неровности на колесе. При сравнительно невысоких скоростях движения (до 100— 120 км/ч) основным видом неровности, влияющей на динамику необрессоренных масс, является изолированная неровность на пути (например, местная просадка шпал). При высокоскоростном движении спектр неровностей, влияющих на динамику необрессоренных масс, значительно расширяется,
при этом сильно возрастает роль волнообразного износа рельсов.
При рассмотрении непрерывной неровности ее вид может быть принят по уравнению
т)(г) = a sin(<or + ср), (4.6)
где а — амплитуда неровности; со — круговая частота вынужденных колебаний; ф — начальная фаза.
Решение уравнения (4.4) при неровности, описываемой уравнением (4.6), имеет вид:
у = а а п sin(cor + ф + е), (4.7)
где п — коэффициент динамичности, который показывает, во сколько раз общий динамический прогиб рельса больше, чем статический; е— фаза запаздывания (максимального перемещения по отношению к максимальной силе).
Рис. 4.4. Зависимость наибольшего дополнительного прогиба рельса от скорости движения v после прохождения косинусоидальной изолированной неровности на пути
189
Коэффициент динамичности
„ ./cr + J' + < , у
Уст Уо Уо
или после преобразований
1
^(1 - а2 )2 + 4aj а2 ’
где
ЛгГ СО . £
Уо-ЦГ’ «о> =-- аЕ= •
-Жп Vo 4 Vo
Зависимости и = <р(аш) показаны на рис. 4.5. Теоретически при £ = 0 и /о = 0, т. е. при отсутствии вязкого трения, = 0 и при ао = 1,0 в соответствии с формулой (4.8) и = а>, т. е. может иметь место явление резонанса.
Вертикальная сила инерции, возникающая при наличии непрерывной неровности на колесе,
Р„нк = m*y = ± ткаа co2nsin(cor + ср + с). (4.9)
Колебания обрессоренных масс подвижного состава. Расчетная модель, представленная на рис. 4.6, имеет следующие обозначения:
Л/Куз — масса кузова — представляется в виде единой сосредоточенной массы, приведенной к колесу;
Жр — жесткость рессорного подвешивания, приведенная к колесу;
Жр = (0,54-2,0) 103 кН/м;
/р — коэффициент вязкого трения рессор;
St](/) — суммарная неровность пути и колеса.
Сила инерции колеблющегося кузо-ва ^инерц ~ ^кузУ куз-
Сила неупругого сопротивления /’i-реакт “ /рУкуз-
Сила сжатия рессорного комплекта ^2-реакт ~ ^рУкуз-
В этом случае дифференциальное уравнение колебаний кузова на рессорах будет иметь вид:
^КууУ куз +^рУкуЗ + -ЖрУкуЗ = (4. 10)
В отличие от колебаний необрессоренных масс, колебания кузова не имеют синусоидального характера, они более сложны и неопределенны. Поэтому на основании обширного эмпирического материала принято определять максимальную силу инерции, возникающую от колебаний кузова на рессорах, как
•Рр-тах = ЖрУ тах-р, (4.1 1)
где Утах-р — максимальное сжатие рессор при движении экипажа по всей совокупности неровностей:
Ущах-р = ар (4-12)
Рис. 4.5. Графики коэффициентов динамичности п
190
Рис. 4.6. Расчетная модель колебаний обрессоренных масс подвижного состава
Уравнение (4.12) — эмпирическое. Коэффициенты ар и Z>p найдены для каждой единицы подвижного состава экспериментально.
Для новых локомотивов, в том числе с повышенными осевыми нагрузками, Рр-тах определяется через коэффициент вертикальной динамики обрессо-ренных масс к%.
/’р-тах = ^ст-?к). «И)
где Рст — статическая нагрузка на колесо; qK — вес необрессоренных масс, приходящихся на одно колесо.
Величина к% зависит от типа экипажа и скорости движения и определяется экспериментально (обычно £0» 0,2+0,4).
Уравнения (4.4) и (4.10) являются теоретической основой для вывода практических расчетных формул для учета влияния сил инерции, возникающих при движении экипажа по пути. Эти расчетные формулы и схемы рассмотрены в п. 4.4.
4.2.3. Воздействия на путь природных факторов
Природно-климатические факторы могут существенно влиять на характер взаимодействия пути и подвижного состава. Основными факторами являются температура и атмосферные осадки. Их совместное влияние вызывает;
а) увлажнение поверхности катания головок рельсов, что снижает сцепление колес с рельсами и может вызывать буксование колес локомотивов, что, в свою очередь, приводит к образованию изолированных неровностей на пути и -а колесах (ползуны);
б) увлажнение древесины шпал, что снижает их сопротивление смятию под подкладками (при росте влажности древесины на I % происходит снижение сопротивления на 3 %);
в) увлажнение балласта, особенно загрязненного, которое увеличивает интенсивность остаточных деформаций пути (табл. 4.1);
Таблица. 4.1. Осадки пути в процессе эксплуатации при различной влажности и загрязненности балласта
Влажность балласта. % Интенсивность деформаций, условные единицы при загрязненности балласта. %
0 45—50
I 14 I 0.7—0,8
г) увлажнение загрязненного щебня, что резко снижает сопротивляемость пути сдвигу, но такое состояние не является расчетным, так как выбросы опасны при наиболее высоких температурах; засоренный, но сухой щебень обеспечивает большую (в 1,5—2,0 раза) устойчивость пути против выброса под действием температурных сил;
д) искажение профиля пути вследствие попеременного увлажнения и набухания глинистых грунтов в сезоны дождей, высыхания и усадки их в сухие сезоны;
е) увеличение жесткости пути зимой в 2—3 раза из-за замерзания земляного полотна, балластного слоя и древесины шпал, а также снижения упругости резиновых прокладок; при этом динамическое воздействие на путь резко возрастает (из-за наличия неровностей на пути и колесах);
ж) искажение профиля пути вследствие пучения недренирующего влажного грунта и балласта при промерзании;
з) замерзание балласта приводит также к тому, что смещения шпал в горизонтальной плоскости становятся невозможными и определяющим является сопротивление сдвигу рельсов по опорам. Это влияет на сопротивляемость пути сдвигу (см. п. 4.2.5).
Воздействие температуры на рельсы является главным и в принципе сводится к следующему (см. подробнее в п. 4.5): рельсы при нагревании (летом, днем) стремятся удлиниться, а при охлаждении (зимой, ночью) — укоротиться. Если бы этому не препятствовали сопротивления (в стыках, в узлах промежуточных скреплений и балласте), то указанные деформации были бы свободными. Фактически деформациям рельсов препятствуют;
191
прежде всего — сопротивления в стыках (силы трения в накладках 200— 400 кН). До тех пор, пока температурная сила не превысит стыковые сопротивления, рельсы остаются неподвижными по всей длине;
затем (после преодоления стыковых сопротивлений) в работу вступают шпалы, каждая из которых имеет ограниченное сопротивление сдвигу (порядка 7—10 кН). Температурные деформации распространяются в направлении от стыков рельса к его середине. Одновременно в рельсах возникают температурные силы, численно равные суммарным силам сопротивлений в стыках и на опорах. Величина этих сил может достигать 1200—1500 кН сжатия (летом) и растяжения (зимой). В момент прохода поезда нормальные напряжения в рельсах, вызываемые поездной нагрузкой и изменением температуры, суммируются.
Расчетные модели и формулы для расчета температурных сил и напряжений в пути в различных условиях будут рассматриваться дальше отдельно (см. п. 4.5).
4.2.4. Собственные воздействия
Среди собственных (внутренних) воздействий в пути наибольший практический интерес представляют собственные напряжения в рельсах. Они могут возникать по причинам технологического и эксплуатационного порядка.
Технологические напряжения в рельсах. После проката рельсов их подошва остывает быстрее, чем головка, вследствие чего возникает искривление рельса вогнутостью на головку (которая остывает последней). Для исправления этого искривления рельсы подвергают холодной правке на роликоправильных машинах. В настоящее время после проката рельсов тяжелых типов их принудительно искривляют, для того чтобы они выпрямились после остывания. Предпринимаются попыт-192
ки добиться прямолинейности рельсов с помощью их сильного осевого растяжения после проката.
При холодной правке в рельсах возникают собственные напряжения, которые называются остаточными (заштриховано на рис. 4.7).
Впереди колеса в головке рельса возникают местные растягивающие напряжения. Остаточные напряжения достигают 60—80 МПа и являются растягивающими в головке и сжимающими в кромках подошвы рельсов. Они суммируются с местными, что может привести к опасности появления трещин в металле головки и последующих усталостных разрушений рельсов. Поэтому остаточные напряжения в головке нужно снижать.
В то же время сжимающие напряжения в кромках подошвы являются своего рода предварительным напряжением (как у железобетонных шпал, см. п. 1.4.3), так как под поездной нагрузкой в них появляются растягивающие напряжения от изгиба рельса.
Эксплуатационные напряжения. Они могут возникать в следующих случаях.
I. При укладке рельсов в кривых в них появляются изгибающий момент Л^зг и напряжения о^зг от изгиба в горизонтальной плоскости:
г Л/изг. ..г Е1г ,. ...
Сизг - -п7~< ™изг =-, (4.14)
"г Рг
где И'г — момент сопротивления рельса относительно его вертикальной оси симметрии; 1г — момент инерции сечения рельса относительно той же оси; Е — модуль упругости рельсовой стали; Е« 2.1-105 МПа; рг — радиус кривизны в горизонтальной плоскости.
На переходных кривых, как известно, радиус кривизны переменный по длине /:
где С — параметр переходной кривой.
В начале переходной кривой (/ = = 0) рг = оо; в конце переходной кривой (/ = Zq) рг=Я. На круговых кривых рг= R = const.
Таким образом, величина а£зг увеличивается от 0 в начале переходной кривой до максимума в конце переходной кривой, а затем в пределах круговой кривой остается постоянной <з£зг = = const. Как известно,
где z — расстояние по горизонтали от вертикальной нейтральной оси до наиболее удаленного волокна, т. е. кромки подошвы; z = ВИ (см. рис. 4.7).
Тогда
E/r z Ez
= = Т (415)
Рг ‘г Рг
Для рельсов Р65 (Р75) z = 0,075 м. Собственные напряжения в кривых радиусом R = 250-S-1000 м, рассчитанные по формуле (4.15), приведены ниже:
Рг = Я,м ...1000 500 250
Оизг, МПа . . . 15,75 31,5 63,0
2. Если при промерзании балластного слоя и грунтов основной площадки земляного полотна происходит их неравномерное пучение, то рельсы искривляются в вертикальной плоскости и в них появляются изгибные напряжения
Л/® ^4 4
„в _—ив -—®- цг иизг uz 'изг Л ’ в
"в Рв '
Тогда
4зг = ^, (4.16)
рв
где у — расстояние по вертикали от горизонтальной нейтральной оси до кромок подошвы рельса (см. рис. 4.7); рв — наименьший радиус кривизны рельса в вертикальной плоскости, который определяется размерами пучины.
Рис. 4.7. Эпюры технологических напряжений в рельсах
Пусть, например, пучинная неровность имеет наибольшую величину = = 50 мм, длину / = 10 м и очерчена по кривой, близкой к окружности. Радиус кривизны рв в этом случае составит:
Р 102
Рй = О— = 7ТГ7 и 250 м. в 8е0 8 • 0,05
Тогда при рельсах Р65 и у = 9,87 см:
. 21 106-9,87
230.10’ *83МПа'
Очевидно, что в случае пучения на кривой напряжения в кромках рельсов от изгиба в горизонтальной (оЦзг) и вертикальной (<т^зг) плоскостях могут суммироваться:
= °изг + = 63 + 83 = 146 МПа.
Величина собственных изгибных напряжений получается значительной. Следует иметь в виду, что пучины одновременно вызывают появление дополнительных динамических сил инерции при движении подвижного состава по пути с такими неровностями. В связи с этим предотвращение пучин и 193
своевременная выправка пути на таких участках являются первостепенными задачами.
3. При укладке рельсов на крупноблочные подрельсовые основания (железобетонные плиты или рамы) в рельсах могут возникать собственные напряжения из-за отступлений в расположении опорных подрельсовых площадок в профиле и плане, а также температурных искривлений самих блоков. Величины собственных напряжений в рельсах, вызванных неровностями плит подрельсового основания, по экспериментальным данным кафедры "Путь и путевое хозяйство" МИИТа могут достигать 40—50 МПа. Поэтому задача повышения точности изготовления крупноблочных оснований является весьма важной.
4.2.5. Сопротивляемость пути внешним воздействиям
Сопротивление пути воздействиям от колес подвижного состава и изменению температуры должно быть достаточным в любой момент времени, для того чтобы деформации пути в пространстве (упругие и остаточные) и его элементов не превышали допускаемых величин. При действии активных внешних сил возникают реактивные силы сопротивления, которые действуют (как и внешние силы) в трех направлениях: вертикальном, боковом и продольном.
К основным параметрам сопротивления пути внешним воздействиям можно отнести следующие.
1. Сопротивления в вертикальной плоскости:
вертикальному изгибу рельса под колесами поезда (жесткость рельса Е1Х)\Е = 2,1-105 МПа;
вертикальной просадке путевой решетки под колесами (модуль упругости подрельсового основания U).
2. Сопротивления в горизонтальной плоскости:
горизонтальному изгибу рельса (боковая жесткость рельса Е7у);
194
продольному сдвигу рельсов по промежуточным скреплениям или по шпалам р3, кН/м; здесь индекс "з" означает зимние условия, когда балласт смерзается и перемещения рельсов возможны только по шпалам;
продольному сдвигу рельсов вместе со шпалами по балласту рл, кН/м; здесь индекс "л" означает летние условия;
повороту рельсов относительно шпал в горизонтальной плоскости (узловая жесткость, характеризуемая реактивным крутящим моментом на опоре Л/^, Н/град);
сдвигу рельса поперек оси пути по шпале q3, кН/м;
сдвигу концов рельсовых плетей в стыковых накладках (сопротивление стыка Рн, кН);
сдвигу одной шпалы в балласте поперек оси пути 2Ш, кН;
сдвигу одной шпалы в балласте вдоль оси пути Рш, кН;
подъему шпалы из балласта (?ш, кН.
Все эти характеристики определяются опытами для всех типов рельсов, шпал, скреплений, балласта. Некоторые из них могут быть рассчитаны достаточно точно (Рн, р3, Е7Х, Ely).
Для удобства расчетов реактивные сосредоточенные силы (за исключением стыкового сопротивления Ри) принято заменять погонными, т. е. линейными распределенными и приходящимися на 1 м пути или одной рельсовой нити.
При отсутствии поездной нагрузки на путь действуют температурные силы; при нагреве рельсов они — сжимающие (рис. 4.8, а, б), при охлаждении — растягивающие (рис. 4.8, в, г).
Во время нагрева сжимающие активные (температурные) силы -N{ стремятся изогнуть путевую решетку в горизонтальной плоскости. При этом на одну шпалу в зоне начинающегося искривления через рельсы передается боковая (поперечная горизонтальная) сила Л^ок, которая тем больше, чем круче кривая (если рассматривается именно кривая). Сопротивление сдвигу шпалы в балласте <2Ш (если он все
же начался) возрастает до тех пор, пока оно не уравновесит Nf0K. При боковом искривлении (выбросе) путевой решетки к месту изгиба подтягиваются примыкающие участки пути; этому препятствуют продольные сопротивления Рш.
Сопротивления 2Ш обусловлены силами трения и сцепления шпал со щебнем по подошве 2П0Д (60—80 % от всей 2Ш) и по боковым граням шпал 22gOK, а также отпором балласта на торце шпалы 2торц (5—10 %). Все три составляющие зависят от степени уплотнения щебня и полноты балластной призмы, что следует учитывать при содержании пути. Ширина плеча призмы (если она
не меньше 25—30 см) играет вторичную роль. Кроме того, в ряде случаев сжимающие силы стремятся изогнуть рельсошпальную решетку вверх (см. рис. 4.8, б).
Сопротивление сдвигу одной шпалы вдоль оси пути Рш тоже определяется силами трения и сцепления шпалы со щебнем, но в данном случае по подошве и торцам (Рпод и Рторц), а также отпором балласта на боковой грани шпалы Рбок в шпальном ящике.
При охлаждении рельсов растягивающие (активные) силы +Nt стремятся сдвинуть путевую решетку не вбок (кроме редких случаев в кривых), а вдоль оси пути. На прямых участках этой силе противодействует сопротив-
0) 1 2
I I
4 Л
tfвджи У МН НОШ! WiBiffi
Nt ]n™ ~n*
6)
5 ~2Nt
Рис. 4.8. Схемы формирования сопротивлений перемещениям шпал в балласте:
а — поперек и вдоль оси пути при повышении температуры; б — вверх при повышении температуры; виг — вдоль и поперек оси пути при понижении температуры соответственно иа прямом участке и в кривой; 1 — рельс; 2 — шпала; 3—5 — величины смешений поперек, вдоль и вверх
196
7*
ление балласта Рш, аналогичное тому, что возникает при повышении температуры. Такое сопротивление проявляется только тогда, когда начинается продольное смещение рельса (на участках, примыкающих к стыку или излому при низких температурах).
Следует иметь в виду, что при больших понижениях температуры (ниже -5 °C) балласт смерзается и Рш существенно возрастает.
В кривых продольные растягивающие силы могут (особенно при малых радиусах) создавать радиальные составляющие +Д^0К, направленные к центру кривых. Им противостоят боковые сопротивления 2Ш, формирующиеся так же, как и при повышении температуры (см. рис. 4.8, г).
Чтобы обеспечить необходимые запасы прочности и устойчивости пути, расчетные значения сопротивлений должны быть не меньше действующих продольных сил, т. е. должно соблюдаться условие:
бш бторц + бпод + 2 ббок
* л^ок = ^боЛ;
= Л1ОД + 2^торц + ЛпЦ 2^^пр0д, (4.17)
бш = тш + 2G6oK + 2GTOpu £ ^ВертМ’
где Лбок, Л"прод, Л'верт — коэффициенты запаса; тш — масса шпалы.
Для наглядности в табл. 4.2 приведены характерные значения основных параметров сопротивляемости стабилизированного пути типовой кон
струкции, содержащегося в пределах норм.
Просадки пути под нагрузкой (как упругие, так и остаточные) тем меньше, чем мощнее тип верхнего строения пути, т. е. больше изгибная жесткость рельсов, чаще уложены шпалы и больше размеры балластной призмы.
Интенсивность остаточных осадок пути (в обычных условиях 0,01— 0,02 мм/млн т) зависит также от его жесткости. Так например, при железобетонных шпалах и устаревших жестких резиновых прокладках (толщиной 5—6 мм) интенсивность осадок в 1,5— 2,0 раза больше, чем при железобетонных шпалах и современных резиновых прокладках повышенной упругости (10—14 мм) или на пути с деревянными шпалами.
Сопротивляемость перемещениям рельсов по шпалам (в продольном и поперечном направлениях), а также повороту рельсов зависит от типа промежуточных скреплений. Наилучшими показателями из скреплений современного исполнения обладает тип КБ, который при этом требует выполнения периодических затяжек гаек клеммных и закладных болтов.
Сопротивление сдвигу рельсошпальной решетки в балласте зависит от рода балласта (наилучший — щебень), его плотности, размеров призмы, загрязненности и влажности. Специальное уплотнение щебня (динамическим стабилизатором пути ДСП) повышает сопротивление сдвигу шпал в балласте в 2—3 раза.
Очевидно, что в каждый момент работы пути сопротивление его внешним
Таблица 4.2. Основные параметры сопротивляемости пути внешним воздействиям
Верхнее строение пути Значения параметров
Рн. хН Рл, кН/м Чз. хН/м р,. хН/м
Рельсы Р65, Р75 с железобетонными шпалами и раздельным скреплением КБ. 1840 шт./км, щебень Рельсы Р65, Р75 с деревянными шпалами и костыльным скреплением смешанного типа ДО, 1840 шт./км, щебень 200-400 200-400 6-8 4,0-4,5 3,5—4,0 25—27 1—3
196
воздействиям зависит не только от конструкции, но и от состояния пути, т, е. от его изношенности, а также природно-климатических условий.
Рассмотрение материала о воздействиях на путь и сопротивляемости пути позволяет сделать вывод, что много
численные действующие и реактивные факторы являются переменными, т. е. случайными величинами. Поэтому инженерные методы расчетов пути на прочность должны базироваться, кроме механики, также на теории вероятностей.
4.3. РАСЧЕТ ПУТИ НА ПРОЧНОСТЬ
4.3.1. Виды напряжений в рельсах
При изготовлении рельсов на металлургических заводах, укладке их в путь, а также работе под воздействием поездов и природно-климатических факторов в рельсах возникают напряжения. Их разделяют на постоянные и временные.
Постоянные напряжения — это собственные (см. выше п. 4.2.4), которые с течением времени лишь несколько изменяют свою величину за счет релаксации.
Временные напряжения возникают и действуют только в период действия подвижной нагрузки и изменений температур. Временные напряжения от колесной нагрузки возникают и исчезают практически мгновенно (до 0,1—0,2 с) и являются динамическими, а от температурных сил — действуют и изменяются сравнительно медленно (до 2—3 ч) и являются статическими.
Временные напряжения в рельсах под колесной нагрузкой, в свою очередь, подразделяют на о б щ и е напряжения (от изгиба и кручения) и местные напряжения (контактные на головке, напряжения концентрации в зонах болтовых отверстий, зонах перехода от головки к шейке и от шейки к подошве рельса, а также при поперечных искривлениях подошвы выпуклостью вверх).
Местные напряжения оказывают существенное влияние на дефектность рельсов: контактные напряжения, например, на зарождение и развитие поперечных усталостных трещин в головке (дефект 21 по классификации МПС), а концентрации напряжений в зоне болтовых отверстий (просверленных без раззенковки) вызывают усталостные трещины под углом 45° к нейтральной оси рельса (дефект 53).
В инженерных расчетах пути на прочность напряженные состояния рельсов как звеньевого, так и бессты-
Рис. 4.9. Распределение сжимающих (-) и растягивающих (+) напряжений по сечению рельса под поездной нагрузкой; Р и Q — вертикальная и боковая нагрузки; А и Г — внутренняя и наружная кромки головки рельса; Б н В — то же подошвы; +<Гпих и —Стах — наибольшие растягивающие и сжимающие напряжения при совместном действии вертикальных и боковых нагрузок
197
кового пути оцениваются по величине нормальных изгибных напряжений, определяемых в кромках подошвы и головки рельса в сечении под колесом.
Рассмотрим рельс в разрезе под колесом (рис. 4.9). В общем случае на головку рельса действуют вертикальная нагрузка Р и боковая горизонтальная сила Q. Эти силы изгибают рельс относительно осей х—х (в вертикальной плоскости) и у—у (в горизонтальной), а также вызывают кручение рельса из-за внецентренности приложения сил Р и Q.
Обозначив знаком "+" растяжение, а знаком сжатие, оценим напряженное состояние кромок головки рельса (А и Г) и кромок подошвы (Б и В). Под действием вертикальной нагрузки Р от колеса на внутренней кромке головки рельса (зона Я) будет происходить сжатие, на наружной кромке (зона Г) — то же. В подошве рельса (зоны Б и В) от изгиба силой Р будут возникать растягивающие напряжения. От боковой силы Q, которая от реборды колеса передается на головку рельса в верхней части рабочей грани, сжимающие напряжения от изгиба в горизонтальной плоскости будут в зонах А и Б, а растягивающие — в зонах В и Г.
Можно видеть, что наибольшая сумма растягивающих напряжений оказывается в наружной кромке подошвы (зона В), а сжимающих — во внутренней кромке головки (зона А). В зонах Б и Г происходит частичное взаимное погашение напряжений разных знаков.
Таким образом, для оценки напряжений в рельсах под колесной нагрузкой практический интерес представляют изгибные растягивающие напряжения в кромках подошвы (зона В) и изгибные сжимающие напряжения в кромках головки (зона А).
Следует иметь в виду, что общие (нормальные) напряжения достигают максимума в сечении рельса под колесом и распространяются на 3,5—4,0 м и более по длине пути.
198
4.3.2. Основные положения статического расчета
Рельс рассматривается как балка постоянного сечения бесконечной длины, лежащая на сплошном упругом однородном основании (рис. 4.Ю, а). Реакция основания принимается двусторонней.
Фактически путь имеет упругопрерывистое основание (рис. 4.Ю, б). Замена такой фактической схемы на сплошное упругое основание определяет разницу в величинах напряжений в рельсах на 2—4 %.
Можно рассматривать путь и как балку постоянного сечения на упругих точечных опорах (рис. 4.Ю, в). В этом случае разница в величинах напряжений по сравнению с первой схемой (см. рис. 4.Ю, а) составляет 5—7 %.
Первая схема имеет достаточно простое аналитическое решение, удобна, дает простые расчетные формулы, достаточно точна, поэтому в настоящее время пользуются ею.
Рассмотрим балку постоянного сечения на сплошном упругом основании, загруженную вертикальной сосредоточенной силой Р (рис. 4.11). Принятые обозначения:
у — упругий прогиб балки (штриховая линия), м;
Уо — то же, в сечении под силой Р, м;
q — реакция основания — упругий линейный отпор (сплошная линия), Н/м.
q~-Uy, (4.18)
Знак минус означает, что отпор направлен в сторону, противоположную направлению внешней силы (и прогибу). Связь между прогибом балки у и отпором q — линейная; U — коэффициент пропорциональности — так называемый модуль упругости подрельсового основания.
Если представить себе мысленно, что основание состоит из упругих столбиков длиной I см каждый, не связан
U: см • см
ных друг с другом, то нагрузка q вызывает деформацию столбика на величину У-
Размерность
51'[Па]-
Модуль упругости подрельсового основания численно равен линейной реакции основания, отнесенной к единице прогиба, т. е. является как бы жесткостью единичного столбика основания.
Подрельсовое основание состоит из нескольких элементов (скрепления,
шпалы, балласт, земляное полотно), т. е. является слоистым.
Под воздействием нагрузки q каждый ьй слой деформируется на у,. При этом общий прогиб рельса
J' = Z+K + -+Z.= 2z.
1 z ' /-1 ‘
Из (4.18) следует, что
1 : U = y:q = (y} :q) + (y2:q) +
. 1 1 1
+ ... + 0,:9) = —+ —+... + _
I 2
о) -------------------------------------------------------------------
Р77УУ УУУ УУУ УУУ УУУ 'УУУ УУУ УУУ УУУ УУУ УУУ "777УУ УУУ УУУ УУ7'У7У УУУ УУ/
>УУ УУУ УУ, 54,6 см _______________54,6 см
Рис. 4.10. Расчетные схемы рельса как непрерывной балки постоянного сечения (EJ = const): а — иа сплошном упругом основании; б — иа прерывистом упругом основании; в — на упругих точечных опорах
199
Рис. 4.11. Схема балки постоянного сечеиия на сплошном упругом основании, загруженной сосредоточенной силой
Таким образом,
где Ui — модуль упругости подрельсового основания в части, зависящей от f-го слоя; п — число слоев — деформируемых элементов пути.
Рельс опирается на отдельные опоры — шпалы (рис. 4.12), давление Q на которые численно равно отпору q на длине междушпального пролета /:
С = И- (4.20)
Зная просадку опоры уо в сечении под силой Р, можно найти жесткость отдельной опоры
Ж = (4.21)
оп у у z0 z0
Имея в виду уравнение (4.18), можно от характеристики жесткости отдельной опоры Ж'оп перейти к расчетной характеристике упругости сплошного подрельсового основания U:
жоп=м-
(4-22)
Поскольку известно, что жесткость параллельно установленных пружин равна сумме их жесткостей, то выраже-
ние. 4.12. Расчетная схема для определения давления рельса на опору 200
ние (4.22) можно получить также, если рассматривать жесткость опоры как сумму жесткостей всех элементарных столбиков U на длине междушпального пролета /.
Величина модуля упругости подрельсового основания U прямо пропорциональна эпюре шпал (1840 шт./км в прямых и пологих кривых, 2000 шт./км в кривых радиусом R = 1200 м и менее).
Величины U рассчитывают по данным экспериментов в натурных условиях. Для этого к рельсам прикладываются ступенями вертикальные силы и измеряются вызываемые ими просадки в летних и зимних условиях.
Зимой снижается упругость резины, а также увеличивается жесткость замерзшего балласта, земляного полотна, древесины шпал. Поэтому зимой U возрастает в ~ 2 раза по сравнению с летом.
Путь с деревянными шпалами, обладающими значительной упругостью, характеризуется величиной U в 2—2,5 раза меньшей, чем с железобетонными шпалами (табл. 4.3).
Оптимальная упругость пути с железобетонными шпалами на балласте и на земляном полотне характеризуется величиной U = 504-100 МПа в годичном цикле. Она практически обеспечивается с помощью резиновых прокладок повышенной упругости (летом 50—55 МПа, зимой 100— ПО МПа, соответственно в прямых и кривых).
При статическом расчете определяются:
М — изгибающий момент в рельсе;
Q — давление на опору;
у — прогиб рельса (упругий).
Из схемы (см. рис. 4.12) и формулы (4.18)
Q = -ql=Uyl. (4.23)
Известно, что для рассматриваемой балки М = -ЕТу11.
В расчете принято следующее правило знаков: Р и у считаются положительными при направлении вниз, а М — в зоне изгиба рельса выпуклостью книзу.
По теореме Швеллера—Журавского в интервале между сосредоточенными вертикальными силами
EIy™ = EI^ = q. (4.24) ах*
С учетом собственного веса балки р
Ely™ = q+p.
Запишем
EIy™ = -Uy+p, или
Ely™ + Uy = p.
Обычно величиной р пренебрегают. Тогда дифференциальное уравнение будет однородным:
Ely™ +Uy = 0. (4.25)
Разделим уравнение на EI:
У™ + ^у = 0.
Введем обозначение
Таблица 4.3. Типичные значения V, МПа, для пути с деревянными шпалами
Эпюра шпал. штЛсм Балласт
Щебеночный Асбестовый
Лето Зима Лето Зима
1840 26 45 25 39
2000 30 49 28 42
Постоянные интегрирования С]— С4 определяются из граничных условий (см. рис. 4.11):
1) х -> да, у -> 0, что может быть только при С] = = 0;
2) х = О, ^ = у = 0 — из условия симметрии: касательная к оси балки в начале координат горизонтальна;
3) поперечная сила — равнодействующая всех сил, действующих справа и слева от сечения, находится из условия равновесия
Е/у1П = - у при х = +0.
По условию 2 находится С3, по условию 3 — С4.
После определения постоянных С3 и С4 и приведения уравнения (4.27) к виду, удобному для использования, получим:
'=уЬРт1:
2=-?'= W=yAi;
► (4.28)
Л/ = 7гРц, 4к п
Тогда
/v + 4jk4y = 0 (4 26)
Общий интеграл линейного дифференциального уравнения четвертого порядка с постоянными коэффициентами (4.26)
у = C^coskx + C2e*xsinA:>: +
+ C3e_/Cxcosfcc'+ C^e^sinkx. (4.27)
где
ц = e~kx(coskx - sinfcx);
т| = e-kx(coskx + sinfcx); ' ► (4.29)
Величина k называется коэффициентом относительной жесткости подрельсового основания и рельса. Обычно к » 1,04-2,0 м-1.
201
Рис. 4.13. Эпюры функций от одиночного груза:
а — ц(Л/);б — п(С..у)
При X = О Г| = 1 упругий прогиб рельса под одиночной силой
у = у0 = ^7р- (4-3°)
Жесткость пути
Р 1U
^on = ^ = f. (4.31)
Если подставить в уравнение (4.30) значение к из (4.29), то получим после преобразования выражение для расчета U по экспериментальным значениям Р и у:
<4'32’
В соответствии с формулами (4.28) значения у и Q пропорциональны т|, а М — р. Рассмотрим упругие линии: от одиночного груза (рис. 4.13). Характерные ординаты
т] и ц приведены на графиках. Эпюры т] и у одновременно являются линиями влияния;
от системы грузов (рис. 4.14), например Р], Р2, Р3, Р4, Р5. Как видно, Р| > р2, т. е. радиус кривизны упругой линии от системы грузов больше, чем под одиночным. В сечении под средним колесом упругая линия более пологая.
Вспомним, что
.. гг •• EI
м = -EI у = - —.
Р
При увеличении р изгибающий момент М уменьшается, a Q и у увеличиваются. Таким образом, наличие соседних близко расположенных осей разгружает балку по отношению к М и догружает по отношению к Q и у, так как Ц],ц2, ц4, Ц5 отрицательны; а
Рис. 4.14. Эпюры функций от системы грузов: а — ц(М)-,б — пСС.?)
202
т]|, г|2> Л4> Л5 — положительны (см. рис. 4.14). В зависимости от х колеса 1 и 5 могут увеличивать М и уменьшать Q и у.
При системе грузов расчетные формулы имеют вид:
.У-+ ^2Г|2+•") 2U^^'
> (4.33)
4к
Для значений ц и т] составлены таблицы в зависимости от кх.
4.3.3. Особенности динамического расчета
Основоположником применения теории вероятностей в исследованиях динамических нагрузок на путь и напряжений в его элементах является академик Н. П. Петров, который в 1906 г. обосновал необходимость учета вероятностного характера напряжений в рельсах. С тех пор вероятностно-статистический подход к изучению нагрузок и напряжений в элементах пути получил широкое применение и стал одним из основных в теории взаимодействия пути и подвижного состава.
Фундаментальное обобщение и развитие этого подхода в расчетах динамических нагрузок на путь было выполнено М. Ф. Вериго.
Важнейшее значение имеет обширное и глубокое исследование задач взаимодействия пути и подвижного состава методами статистической динамики и теории случайных функций, выполненное А. Я. Коганом.
Для исследования параметров силового воздействия на путь подвижного состава, оценки напряженно-деформированного состояния элементов пути, а также перемещения характерных точек экипажей при движении по пути реаль
ного очертания, в том числе при высоких скоростях (до 200—300 км/ч) создан ряд алгоритмов и программ для современных ПЭВМ. Однако, насколько известно, они обладают одним из двух недостатков: либо сильно ограничивают круг факторов, влияющих на исследуемую проблему, либо требуют больших затрат машинного времени. Во ВНИИЖТе под руководством А. Я. Когана коллективом авторов разработана программа "Взаимодействие экипажа и пути при пространственных колебаниях подвижного состава" (сокращенно ВЭИП). Система ВЭИП в определенной степени лишена обоих этих недостатков. Этого удалось достигнуть, во-первых, за счет применения при разработке алгоритмов глубоких теоретических исследований процесса взаимодействия и, во-вторых, внедрения современных математических методов.
Основные алгоритмы и теоретические разработки, положенные в основу рассматриваемого программного продукта изложены в работах М. Ф. Вериго, А. Я. Когана.
В основе системы ВЭИП лежит математическая модель, в которой рассматриваются пространственные колебания экипажа. Для проведения исследования они могут быть разложены на две независимые группы колебаний:
колебания галопирования и подпрыгивания (вертикальные);
колебания виляния, относа и боковой качки (горизонтальные).
Затем результаты расчета, полученные по каждой из двух групп колебаний, объединяются использованием принципа суперпозиции.
Расчетная схема экипажа представляется как система абсолютно твердых тел. Между элементами системы существуют линейные связи, зависящие от относительных перемещений и скоростей. Путь рассматривается как балка бесконечной длины, лежащая на сплошном упругом основании, обладающем массой, жесткостью и демпфированием, приведенными к нейтральной
203
оси рельса в вертикальной, горизонтальной плоскостях, а также в отношении кручения рельса. При исследовании системы учитываются линейные связи жесткости и демпфирования, наложенные в узле скрепления и на уровне нижней постели шпалы.
При исследовании колебаний галопирования и подпрыгивания рассматриваемая система является полностью линейной. Поэтому для ее анализа применяется аппарат спектральной теории случайных процессов. В качестве возмущающих функций принимаются статистические функции спектральных плотностей неровностей пути в продольном профиле. Тогда для оценки спектральных плотностей динамических сил в контакте колеса и рельса, а также показателей напряженно-деформированного состояния пути, применяется выражение вида
Sp=WpcSnWpr (4.34)
где Sp — спектральная плотность динамических сил в контакте колеса и рельса; 5П — матрица спектральных плотностей неровностей пути, которая формируется с учетом путевого запаздывания; FFp — матрица частотных характеристик с входом по неровностям и выходом по динамическим силам. Символы сит означают операции комплексного сопряжения и транспонирования соответственно.
Для определения процесса у применяется следующее выражение;
5,= ^^. (4.35)
где Sy — спектральная плотность процесса у — одного из показателей напряженно-деформированного состояния пути; Wy — матрица частотных характеристик с входом по динамическим силам и выходом по процессу у.
При формировании матрицы fFp производится учет обратной связи, существующей в единой динамической системе экипаж — путь при колебаниях в вертикальной плоскости. Эта обратная связь заключается в следующем: зная перемещения колесных центров 204
экипажа, можно определить силы в контакте колеса и рельса, которые, в свою очередь, определяют прогибы рельса и местные деформации в контакте и, таким образом, вместе с неровностями на колесах и пути определяют положение колесных центров. Средние значения вертикальных сил принимают равными статической нагрузке Q„ от колеса на рельс. Тогда средние значения процесса у могут быть определены следующим образом:
My=Wy{O}Q„. (4.36)
Для оценки дисперсий процессов используется интеграл соответствующей спектральной плотности.
Колебания виляния, относа и боковой качки вызывают как горизонтальные, так и дополнительные вертикальные силы.
На каждую колесную пару действуют три нелинейные силы:
возвращающая сила, появляющаяся при набегании гребня колеса на боковую поверхность рельса;
поперечная сила трения, нелинейно зависящая от относительного скольжения колеса по рельсу в поперечном направлении;
момент продольных сил трения, нелинейно зависящий от продольного относительного скольжения.
На первом этапе решения определяется изолированное положение равновесия системы (средние линейные и угловые перемещения элементов экипажа), т. е. определяются параметры вписывания подвижного состава в кривую заданного радиуса с известным возвышением наружного рельса. Производятся по специальному алгоритму пробные установки экипажа в кривую. Вписывание считается оконченным, если средний квадрат ошибки, возникающий при решении системы нелинейных уравнений вписывания экипажа в кривую, достигает наименьшего значения. Для решения этой задачи применяется специальный алгоритм, основанный на методе случайного поиска.
После вписывания экипажа в кривую рассматривается возможность возникновения интенсивных колебаний виляния (проверяется устойчивость движения). Если движение экипажа устойчиво, то производится линеаризация нелинейных сил, действующих на колесные пары экипажа, а затем для полученной линейной системы определяются статистические характеристики мгновенных значений динамических сил, возникающих в контакте колеса и рельса, методами линейной корреляционной теории. В качестве возмущающих функций в этом случае принимаются спектральные плотности неровностей пути в плане и по уровню.
Если же в рассматриваемой системе экипаж — путь возникают интенсивные колебания виляния, то учет нелинейностей, действующих в системе, становится
принципиально необходимым. В связи с этим полное решение рассматриваемой системы становится весьма затруднительным. Тем не менее, даже если скорость движения экипажа превышает критическую (при которой возникают интенсивные колебания виляния), решение может быть получено с использованием ассимптотического метода. Существо данного метода применительно к данной задаче состоит в том, что при скорости движения, превышающей критическую, определяемые процессы нелинейной системы близки к процессам, протекающим в линейной системе в критическом случае. Следует ожидать, что по прошествии определенного времени в системе сохраняются лишь косинусоидальные незатухающие колебания, соответствующие центральной частоте автоколебаний.
4.4. РАСЧЕТ ПУТИ НА ПРОЧНОСТЬ, В ИНЖЕНЕРНОЙ ПРАКТИКЕ
4.4.1. Основные предпосылки и допущения
1. Рельс считается балкой бесконечно большой длины неизменного сечения, лежащей на сплошном однородном упругом (равноупругом) основании.
2. Вертикальные силы считаются приложенными в плоскости симметрии рельса, т. е. не учитывается подуклонка рельсов.
3. Реакции основания считаются двусторонними, линейно зависящими от просадки основания (q = -Uy): предполагается, что подрельсовое основание сопротивляется не только давлению на него рельса, но и отрыву рельса от основания.
4. Предполагается, что при движении колеса не отрываются от рельса (движение без удара). По ПТЭ допускается Г|к до 0,7—2,0 мм (ползун).
ПРИНЯТЫЙ
5. Характеристики пути (С7, |а|, к и др.) считаются детерминированными (неслучайными, постоянными) величинами.
6. Рельс рассчитывается только на нормальные напряжения изгиба (не учитываются местные, в том числе контактные напряжения).
7. Расчет ведется по допускаемым напряжениям. За допускаемое напряжение принимается гарантированный Предел текучести рельсовой стали (условный предел текучести).
По данным испытаний на растяжение стандартных образцов диаметром 10 мм из рельсовой стали определяются средние напряжения о0,2 ПРИ остаточном удлинении образцов 0,2 %, а также их среднеквадратическое отклонение SCTo,2-
Допускаемое напряжение |о0 2| определяется как минимальное в е-205
р о я т н о е значение случайной величины с уровнем вероятности Ф = 0,999.
Для незакаленных рельсов стандартного производства
- °0.2 ~ Ч ^а0,2 =
= 500-3-50= 350 МПа,
где Хф = 3,0 при Ф = 0,999 — нормирующий множитель, приводящий силу Р к уровню вероятности Ф ее непревышения.
Объемнозакаленные рельсы имеют предел прочности на 38 % выше, чем стандартные незакаленные рельсы, а предел выносливости — на 15 %. В первом приближении можно принимать для объемнозакаленных рельсов |о0 з1 ~ 400 МПа.
8. Продольные температурные силы непосредственно расчетной схемой не учитываются. Однако же учет их производится в практическом методе расчета пути на прочность следующим образом.
Расчетные допускаемые напряжения от поездной нагрузки |ор| определяются из выражения:
= 1сто.г1 - (4.37)
где кн — коэффициент неучтенных непосредственно в расчете факторов (подуклонка и прочие); ки - 1,3; о» — температурные напряжения, действующие в рельсе.
Таким образом,
|Оп ?1 ~ ст/
|apl^°f.... -• (4.38)
Для бесстыковых плетей (см. ниже п. 4.5) ct» 2,5А/, где Дг — разница между расчетной и нейтральной (температура закрепления рельса при укладке) температурами рельсовых плетей. При звеньевом пути ot« 35 МПа.
Для незакаленных рельсов
|Ор| = 35°~35-«240 МПа.
206
Для объемнозакаленных рельсов
|Ор|=400^_35 3я 280 МПа.
Рассмотренный материал показывает, что величина допускаемых напряжений тесно связана с методом расчета.
9. Влияние поперечных сил и эксцентриситета приложения вертикальных сил учитывается специальным коэффициентом f
Осевое напряжение в подошве рельса
®п-о = #. (4-39)
"п
где М — изгибающий момент; 1Vn — момент сопротивления относительно наиболее удаленного волокна подошвы.
Кромочные напряжения в подошве рельса и в его головке определяются по следующим формулам:
СТП-К = -/®П-О> 1 >
(4.40) стг-к = тг_Коп_0, тг_К^ 1,
где тг—к — коэффициент перехода от осевых напряжений в подошве к кромочным в головке.
Например, для прямой и полувагона с тележками ЦНИИ-ХЗ при f = = 1,18 шг_к = 1,28; при R = 600 м и f = 1,33 /иг_к = 1,36.
Величины f и шг_к зависят от радиуса кривой, типа верхнего строения пути, типа экипажа и положения оси в экипаже (направляющая или другая).
10. Вертикальные силы от расчетного колеса принимаются как максимально вероятные /’расч, определяемые с уровнем вероятности их непревышения Ф = 0,994 и Хф = 2,5 (см. ниже п. 4.4.2). Одновременно давления от соседних колес тележки (или другой группы рассматриваемых колес) не могут быть максимальными. Ввиду относительно небольшого влияния соседних колес принимается допущение, что давления от них имеют средние значения.
Если рассмотреть совместно допущения № 7 и 10, то условие прочности рельсов под поездной нагрузкой можно представить себе как сопоставление двух величин: суммарного нормального напряжения от изгиба рельса под действием колеса и изменения температуры и допускаемого напряжения. При этом первая величина определяется как максимальная вероятная с уровнем вероятности ее непревышения Ф = 0,994 (Хф = 2,5), а вторая — как минимальная вероятная с уровнем вероятности непоявления меньших значений Ф = 0,999 (Ц = 3,0).
11. Влияние климатических факторов учитывается лишь при температурных воздействиях на рельсы и изменениях жесткости пути (U, к) при промерзании шпал, балласта и земляного полотна.
12. Собственные напряжения (см. п. 4.2.4) в расчетах не учитываются.
13. Колеблющиеся массы колеса и пути в расчетах учитываются через коэффициент
тк а0 =------,
”’n + WK
где тк — колеблющаяся масса колеса; тп — колеблющаяся масса пути, которая выражается в долях тк:тп = «п^к.
Для пути с деревянными шпалами а0 = 0,433; ап = 1,31. Для пути с железобетонными шпалами а0 = 0,401; ап = 1,48.
14. Неупругие сопротивления не учитываются.
15. За расчетное сечение пути принимается сечение в зоне влияния изолированной неровности на пути, которое экипаж проходит со сжатыми рессорами.
16. Максимальная сила инерции при проходе колесом изолированной неровности на пути имеет место уже после выхода колеса из неровности (см. рис. 4.3).
17. Подавляющая часть неровностей на колесах принимается в виде непре
рывных, доля которых (1 — г?]) = 0,95. Считается, что остальная часть колес (q\ = 5 %) имеет изолированные неровности. Дисбаланс колес не учитывается.
Несмотря на большое количество допущений и предпосылок расчет дает, достаточно удовлетворительные результаты, хорошо совпадающие с экспериментальными данными. Это объясняется тем, что входящие в расчетные формулы "Правил производства расчетов..." численные параметры (см. ниже п. 4.4.3) взяты непосредственно из экспериментов такими, чтобы расчетные и экспериментальные значения сил, прогибов и напряжений совпадали. Влияние допущений и неучтенных факторов учитывается в расчетах введением коэффициента запаса кн = 1,3 (см. выше п. 8).
4.4.2. Вероятностный характер сил, действующих на путь
На путь действуют многообразные, переменные по величине силовые факторы (поездные и климатические), сопротивляемость которым также является переменной. Рассмотрим вероятность появления случайной вертикальной силы, действующей на рельс при проходе поездов.
Пусть число осей, прошедших через данное сечение рельса, равно N, а все наблюденные значения сил разместились в диапазоне от Pmin до Ртах (рис. 4.15). Разделим весь этот диапазон на равные интервалы (разряды) величиной ДР, называемые шагом интервала (или величиной разряда).
Количество воздействий N, (т. е. число осей), оказавшихся в пределах i-ro интервала, называют частотой. Отношение частоты Щ к общему числу воздействий N = ZNi называют частостью; она при достаточно большом N характеризует вероятность появления сил Pj в !-м интервале, т. е.
207
Рис. 4.15. Распределения плотности вероятностей случайной величины — вертикальной силы Р, действующей на рельс: а — гистограмма плотности частостей (вероятностей); б — дифференциальная кривая распределения
Вероятность, отнесенная к единице шага интервала, называется плотностью вероятностей
На рис. 4.15, а, показан пример графика Wj силы Pi по интервалам, называемого гистограммой. Площадь каждого прямоугольника гистограммы равна вероятности Ф,:
N( N:
Площадь всей гистограммы равна единице:
При непрерывном изменении плотности вероятностей имеет место кривая распределения (см. рис. 4.15, б).
Я = Ф,=
Вертикальная сила, передающаяся от колеса на рельс, является случайной величиной. Она состоит [см. формулу (4.1)] из
р = р + р + р + р 1 гст т rp J ип т гнх*
Эта вертикальная сила подчиняется распределению Гаусса, как и любая случайная величина, состоящая из более чем трех случайных величин, каким бы законам распределения не подчинялась каждая из величин в отдельности.
Распределение Гаусса (см. рис. 4.15, б) удовлетворяет четырем положениям:
1) чем больше количество N, тем больше Nj в каждом i-м интервале;
2) чем шире интервал ДР, тем большее количество случаев падает на него;
3) чем больше отклонение конкретикой величины от ее среднего значения Р, тем реже оно встречается;
4) отклонения в обе стороны от среднего равновероятны.
Сила Р является случайной в пределах ее возможных колебаний:
P = ZP(.
Сила Р определяется с заданным уровнем вероятности ее непревышения.
В настоящее время принято определять Р с вероятностью Ф » 0,994, т. е. из 1000 случаев воздействий колес на данное сечение рельса в 994 случаях фактическое значение Р не превзойдет ее расчетное значение Рф.
Возможное превышение значения Рф в шести случаях из 1000 может повлечь за собой превышение расчетных напряжений в элементах верхнего строения пути, т. е. превышение допускаемых напряжений в рельсах — предела текучести. При этом могут появляться пластические деформации в кромках поперечного сечения рельса. Однако это может вызвать лишь наклеп, но не хрупкое разрушение, так как при всех условиях н е допускается превышение предела прочности рельсовой стали, т. е. гарантируется безопасность движения поездов.
208
Расчетное значение Рф выражается через среднее значение этой величины Р (см. рис. 4.15, 6):
Рф=Р + Хф5/), (4.41)
где Р — среднее значение Р; SPl — среднеквадратическое отклонение силы Р/ от ее среднего значения; Spi характеризует разброс данных относительно этого среднего значения:
с
SP~ I 2V-1
(4.42)
Хф — нормирующий множитель, приводящий силу Р к уровню вероятности Ф ее не-превышения.
При Хф= О Ф = 0,500 — вероятность появления^ значения силы Рф, не превышающей Р. При нормальном законе распределения случайной величины имеют место следующие величины Хф в зависимости от Ф:
Хф........... 1 2 2,5 3
Ф ............ 0,841 0,977 0,994 0,999
Из теории вероятностей известно:
Р = S Pj — среднее значение случайной величины равно сумме средних значений ее составляющих;
= — дисперсия случайной
величины равна сумме дисперсий составляющих независимых случайных величин.
Независимой случайной величиной называется такая, появление любого значения которой не зависит от того, какие значения приняли другие случайные величины, с которыми она находится в композиции. Таким образом, в рассматриваемом случае максимально вероятное значение вертикальной силы (расчетное), передаваемой от колеса на рельс,
Рф = £Р/+Хф>/£^“. (4.43)
Это основное уравнение для расчета силовых воздействий на путь с заданным уровнем вероятности.
4.4.3. Напряженно-деформированное состояние элементов пути
Рассмотрим воздействие на путь многоосной тележки. Для определения наибольшего изгибающего момента, давления на опору или прогиба каждое из группы колес поочередно принимается за расчетное, остальные колеса в это время считаются соседними. В соответствии с допущением № 10 (см. п. 4.4.1) нагрузка от расчетного колеса считается максимальной вероятной Ррасч, от соседних — средней Рсос = Р. Величины М, Q и у определяются по формулам:
М = £Рм = д^С^расч ‘ 1 + Е^сосНсос)’
Ы kl —
Q = ^РП = |(Ррасч 1 + ZPcocncoc); (4.44)
Ic к —
У = = 2l/^Pac4 ’ + ^coc^coc)’
где Цсос =/i(fcri), r|coc =fl(kxi).
Ранее [см. формулу (4.43)] было установлено, что
Рф = ЕР,.+ Хф^~.
Для расчетного колеса в соответствии с этой формулой
Рф= Ррасч + ’
где Ррасч — среднее давление расчетного колеса на рельс в расчетном сечении; 5ррк, — среднеквадратическое отклонение давления расчетного колеса от среднего значения.
Любое Р = Рст + Рр + Рнп + + Ринк ♦ Рннк. (знак * обозначает вероятностную композицию величин Ринк и Л<нк)- Средние значения сил Рнп, Ринк, Рннк принимаются равными нулю исходя из того, что при коле-209
бательном процессе за один цикл их среднее значение равно нулю.
Поэтому
6,739 • lO-3Uv2a()'/^
> (4.48)
Р-Р + Р ‘ расч 1 ст-расч 1 р-расч’
Р = Р + Р + 1 расч ст-расч 1 р-расч т
(4.45)
+ ^ф^р + ^НП + (7|1$иИК + О '/р’^ИНК’
где Рст-расч — статическое давление расчетного колеса на рельс, отнесенное к одному колесу ^принимается по паспортным данным); Рр-расч — среднее дополнительное давление расчетного колеса, вызванное колебаниями кузова на рессорах.
_ В данном случае принимается, что Рр-* 0 (допущение № 15: расчетное сечение колесо проходит со сжатой рессорой, см. п. 4.4.1).
Рр - 0,75Рр_тах;
>
^р-тах ~ -^рУр-тах1
(4.46)
где Жр — жесткость рессоры; Ур-тах — наибольший прогиб рессорного комплекта [см. формулу (4.12)].
Рр.тах можно также (как уже ранее рассматривалось) найти по формуле (4.13).
Для соседних колес
Р = Р = Р + Р (4 47) 1 сос 1 сос * ст-сос л р-сос*
Значения среднеквадратических отклонений Sp, 5НП, 5ИНК, SHHK определены на основе экспериментов и статистической обработки их результатов, но в соответствии с ранее рассмотренными теоретическими предпосылками.
Средние квадратические отклонения по указанным составляющим динамической нагрузки колеса на рельс, Н, определяют по формулам:
Sp = 0,08Рр; 5НП =
= 2,034 • 10-5а[е'Ру/pV^^v ;
К
где a'i — коэффициент, учитывающий изменение величины колеблющейся массы пути на железобетонных шпалах по сравнению с путем на деревянных шпалах: a'i = ab/aft ш-, а§ш' =.0,433; а8‘-6ш' = 0,403; af ш' = 1,0;
аТбш= 0,931; е' — коэффициент, учитывающий влияние жесткости пути (материала шпал) на уклон динамической неровности; g®-™- = 1 и е* б ш. _ о 322; р — коэффициент, учитывающий влияние типа рельса на образование динамической неровности на пути; для рельсов типов Р50, Р65 и Р75 р соответственно равен 1; 0,87; 0,82; у — коэффициент, учитывающий влияние рода балласта на образование динамической неровности на пути; для пути на щебне, асбестовом балласте и сортированном гравии г = 1, для карьерного гравия и ракушки у = 1,1 и для песка у= 1,5; / — расстояние между осями шпал; при эпюре шпал 1840 шт./км I = 0,55 м и при 2000 шт./км / = 0,50 м; qK — неподрессоренная масса, отнесенная к одному колесу, Н; v — скорость движения, м/с; d — диаметр колеса, м; утах — максимальный дополнительный прогиб рельса при прохождении колесом косинусоидальной неровности, отнесенный к единице глубины неровности (безразмерная величина); определяется по отношению То : Т^; То — период вынужденных колебаний колеса при прохождении им неровности; Tv — период собственных колебаний системы "колесо — путь".
Расчетные значения То и Т^, с, определяются по формулам:
То = —; Т^ = 5,56. 10-35У^,
0 v т Ug'
где /о—1 = 0,20 м; /о—2 = ле/, м; g = 9,81 м/с2; v — м/с; к - м~ , qK — Н; U — МПа.
при За < о,71 * * \р
.Утах ~ 1 >47;
То при других значениях -=-утах опреде-/ф
ляется по графику С. П, Тимошенко
210
(рис. 4.16) как наибольшая величина в интервале значений.
Другой способ определения утах сводится к нахождению критической скорости vKp; принимают при > vKp Утах = 1,47. Критическая скорость, м/с, определяется по зависимости
vKO = 50,556^Ж.
Рис. 4.16. Кривая дополнительного прогиба рельса .ути в зависимости от соотношения To/Tw
Если укр > то утах определяется по графику при значении
То 35,85^
Расчетное сечение располагают в наиболее невыгодном месте по отношению к неровности на пути — на выходе из неровности. Расчетное колесо здесь реализует наибольшую динамическую нагрузку а соседние колеса, находясь в более благоприятном положении, реализуют Р.
Максимальное значение просадки у имеет место не под силой. Однако для упрощения расчетов принимают максимальное значение у в точке приложения нагрузки от колеса на рельс. Максимальные значения у, Q и М могут реализоваться под разными осями тележек:
при двухосных тележках за расчетную ось принимается первая ось тележки;
при трехосных тележках при определении М за расчетную ось обычно принимают первую, а при определении у и Q — вторую ось тележки.
Расчетный случай выбирается при максимальных (т. е. самых неблагоприятных) величинах М, у, Q.
Напряжения изгиба в рельсах звеньевого пути.
__Л/ стп-о- W'
°п-к °П-О'
*
(4.49)
стг-к = тг-к ' СТП-О'
Должно быть: сп_к < [ор] ;
°г-к [°р]> гДе [°р1 — допускаемое расчетное напряжение от поездной нагрузки; [ор] = 240 МПа (для объемнозакаленных рельсов 280 МПа, см. п. 4.4.1).
Следует иметь в виду, что эти величины могут использоваться только в расчетах прочности так называемых коротких рельсов и неприменимы для бесстыкового пути, а также для длинных рельсов (см. п. 4.5.1) в связи с температурным воздействием.
Напряжения смятия в шпалах.
ош = Я (4.50)
где ш — площадь передачи давления на шпалу через подкладку или прокладку (при бесподкладочном скреплении типа БПУ и т. п.), м .
Должно быть сш < [сш]. Рекомендуемые величины допускаемых напряжений в условиях нормальной эксплуатации для деревянных шпал [стш] = = 1,14-2,0 МПа.
Для резиновых прокладок, укладываемых на железобетонных шпалах, нормы пока не установлены. Для учебных целей можно принимать в первом приближении [Орез прокл! ® 3,0 МПа.
Напряжения в балласте под шпалой.
Среднее давление на балласт
_2£.
°б-сР = ai)1
211
или
стб-ср “ 1^'
где Ь, а — длина и ширина шпалы соответственно.
Среднее давление на балласт в подрельсовом сечении
°б = °б-ср^
где ур — просадка в сечении под рельсом; уСр — среднее значение просадки шпалы.
Обозначим через а = — коэффи-
ур
циент изгиба шпалы; а определяется экспериментально (табл. 4.4).
С учетом а среднее давление на балласт в подрельсовом сечении
где Q = уааб— эффективная площадь нижней постели полушпалы (с учетом ее изгиба).
Однако вдоль пути напряжения под шпалой распределяются неравномерно (см. рис. 4.17, а). Это связано с различной сопротивляемостью перемещению частиц балласта вниз и в стороны под влиянием нагрузки. Из-под кромок шпалы балласт может выдавливаться в шпальные ящики
стб = тоб> (4.53)
где стбп1И — наибольшее давление на балласт в подрельсовом сечении; т — коэффициент концентрации напряжений (2>mS I); Об = ®б.
При жестком (скальном) основании под балластом т = 1,6 (эксперименты проведены в США).
При грунтовом основании
0,89 щ =---------,
0,435 + стб
где as — в МПа.
212
Таблица 4.4. Коэффициент изгиба шпал а
(4.51)
Тип шпал Значения а
Лето Зима
Деревянные Железобетонные 0,75-0,85 0,85-0,90 0,50—0,55 0,80-0,85
В расчетах принимают приближенное очертание эпюры давлений под расчетной шпалой, заменяя параболу с наибольшей ординатой сб эквивалентной площадью, состоящей из прямоугольной /[ок = (2 - /и)стб] и двух треугольных эпюр 2 и 3 на рис. 4.17, а.
Рекомендуемые в условиях нормальной эксплуатации допускаемые напряжения в балласте под шпалой [об] = 0,264-0,325 МПа — при вагонной (массовой) нагрузке и [стб] = 0,4-г-0,5 МПа — при локомотивной нагрузке (для щебеночного и асбестового балластов).
Напряжения в балластном слое на глубине А и на основной площадке земляного полотна. На основной площадке земляного полотна определяются средние напряжения от совокупного максимального воздействия всех колес расчетного поезда (локомотива, четырех-, шести- и восьмиосных груженых и порожних вагонов). Определяется не наибольшее реализуемое напряжение на основную площадку земляного полотна при проходе поезда, а среднее из наибольших. При расчетном поезде из однородных большегрузных вагонов локомотивными осями можно пренебречь (доля локомотивных осей составляет « 0,05).
В том случае, когда на реальном участке не представляется возможным выделить расчетный поезд, определение напряжений на основной площадке производится от воздействия наиболее массового грузового вагона, как типа экипажей, формирующих остаточные деформации балластного слоя и основной площадки земляного полотна.
Рис. 4.17. Схемы передачи нагрузки колес на балласт и основную площадку земляного полотна при воздействии двухосной тележки:
а — фактическое и расчетное очертание эпюры давлений иа балласт под расчетной шпалой: б — расчетная схема: цифры в кружочках обозначают номера шпал; цифры без кружочков — номера составных частей эпюры давлений
Расчет ведется для трех шпал (влияние остальных незначительно). Расчетное колесо устанавливается над расчетной средней шпалой. От него на рельс, как известно, передается давление Ррасч> и П°Д шпалой 1 давление на балласт принимается близким к фактическому, распределенным по ранее рассмотренной эпюре ломаного очертания (см. рис. 4.17, а), а под соседними шпалами 2 и 3 оно принимается средним ст'бси ст''бс (см- Рис- 4Л7> 0-
Последовательность расчета:
1) определяются давления на три опоры 2расч, Q'c и 2"с от вагонных тележек (в зависимости от конкретных расстояний от каждой оси тележки до соответствующей шпалы);
2) находятся и а6 , а также ст' ист";
бс бс
3) определяется напряжение в точке М как сумма воздействий эпюр давлений на балласт под тремя шпалами в данной точке
°Л = стЛ + оЛс + оЛс- (4-54)
где a'h — напряжение иа глубине h от воздействия расчетной шпалы; ст'лс и g"he — то же, от воздействия соседних шпал;
4) полученную величину сравнивают с допускаемым давлением на грунт.
Для расчета напряжений используются решения плоских задач теории линейно-деформированных тел об определении напряжений в полупространстве от прямоугольной и треугольной нагрузок:
аЛ = -Г][0,635тС] + (2 - tri) 1 ,275С2]аб;
. г, , .. г, „ (4-55)
CThc=_~4hc6c- аАс = -~Лйстбс’
где знак показывает, что напряжения — сжимающие; п = 0,8 (деревянные шпалы); И = 0,7 (железобетонные шпалы);
r b Ь3 „ bh | = 2А~24/г3’ 2 £>2 + 4Л2’
лЛ = Pl +1 sin2Pl ~ ₽2 ' | sinP2-
где Р) и Рг — углы лучей от края эпюры давления под шпалой к точке Л/ (в радианах); Ci, Сг, Ah — табулированы для упрощения расчетов.
Допускаемое давление на грунт основной площадки земляного полотна для обычного пути в летних условиях |стзп| принимают равным 0,08 МПа.
213
4.5. РАСЧЕТЫ БЕССТЫКОВОГО ПУТИ И ДЛИННЫХ РЕЛЬСОВ
4.5.1. Напряженно-деформированное состояние рельсов различной длины при колебаниях температуры
Сопротивления продольным перемещениям рельсов. Пусть рельс длиной 21 уложен и закреплен в стыках и на шпалах при температуре (рис. 4.18). Эту температуру называют нейтральной, так как при ней температурные напряжения отсутствуют. Пусть произошел нагрев рельса на Az. Рельс стремится удлиниться. Этому препятствуют:
Рн — силы трения в стыковых накладках;
р — сопротивления на опорах, которые мобилизуются на длине концевых температурно-подвижных участков lt.
Представим рельс как стержень неизменного сечения /"длиной 21, имеющий коэффициент температурных деформаций а = 11,8-10”6 1 °C и модуль упругости рельсовой стали Е® 2,1-105 МПа. Величины продольных деформаций рельса и температурных напряжений в нем зависят от сопротивлений в стыках (Ри) и на опорах (р). Рассмотрим их.
Стыковые сопротивления.
Расчетная схема показана на рис. 4.19, где приняты обозначения:
2С — осевая сила натяжения болтов, Н;
2с
Ne — нормальное давление от одного болт^ Н:
Nc = « 2,062С. (4.56)
2sin(arctgl)
Сила трения Т перпендикулярна плоскости чертежа и обозначена косым крестиком "X". От одного болта
T=Ncf= 2,062/,
(4.57)
где f— коэффициент трения металла по металлу (f ® 0,2).
Сопротивление стыка сдвигу рельсов в накладках — сила Рн, кН, перпендикулярна плоскости чертежа (обозначена тоже косым крестиком "X" на рис. 4.19.
Рн = 4пТ 10-3 = 8,24л2с/' >0’3. (4.58)
где п — число болтов на одном конце стыка (три или два).
Следует иметь в виду, что сопротивление стыка Рн ограничивается меньшей из двух сумм сил трения ЕТ на одной половине стыка (отдающей или принимающей). Как известно
2с = ^с^кс (4-59)
где Мкс — крутящий момент, прикладываемый к гайкам стыковых болтов, Н м; Ас — коэффициент пропорциональности.
Рис. 4.18. Расчетная схема сопротивляемости продольным деформациям рельсов при нагреве 214
А =____2л____
с h + nj{d + D)'
где h — шаг нарезки (для Р65 h - 0,004 м); f — коэффициент трения металла по металлу; d — средний размер болта (для Р65 d « « 0,024 ©); D — диаметр среднего круга трения гайки по шайбе (для Р65 D » 0,041 м).
По данным ВНИИЖТа Ас ж 140 м-1 для рельсов Р65, Р75; Лс« 170 м-1 для рельсов Р50.
Из формул (4.58) и (4.59) получим (при шестидырных накладках, т. е. при п = 3 и/= 0,2):
для Р65 (Р75): Ри [кН]* 0,7 Мкс [Н м];
(4.60) для Р50: Рн [кН] ® 0,85 Мкс [Н-м].
Согласно ТУ-91 для рельсов Р65 (Р75) Мкс = 600 Н-м, а для Р50 Мкс = = 250 Н-м. При этих значениях Мкс монтажные стыковые сопротивления составляют:
для Р65 (Р75): Рн « 420 кН;
для Р50: Рн » 210 кН.
В процессе эксплуатации затяжка гаек (крутящий момент Л/Кс) и стыковое сопротивление (Рк) постепенно уменьшаются в 1,5—2 раза. Поэтому гайки необходимо периодически подтягивать.
Из формул (4.58) и (4.59) следует, что можно повысить Рн, увеличивая Л/кс и Qc соответственно. Однако Qc лимитируется прочностью болтов из стали 35. Требуются высокопрочные стыковые болты (из сталей 40Х, 30Г2Р и др.), которые можно затягивать крутящим моментом Л/Кс = 1100 Н-м (для Р65, Р75), что обеспечивает Ри » 770 кН.
‘ Увеличение числа стыковых болтов нерационально из-за увеличения массы стыковых накладок и расхода металла.
Погонные сопротивления. Это сопротивления продольному сдвигу рельсов, развиваемые на опорах пути при отсутствии поезда и отнесенные к 1 м нити. Рассредоточенные по длине, т. е. дискретные, реакции подрельсового основания в расчетах заменяются непрерывной реакцией или распределенными по длине линейными или погонными сопротивлениями, кН/м. Следует различать погонные сопротивления: зимнее
и летнее рл. Под действием температурных сил летом рельсы перемещаются вместе со шпалами в балласте при раздельных скреплениях или по шпалам — при костыльных. Зимой шпалы смерзаются с балластом и рельсы перемещаются по подкладкам во всех случаях.
Рис. 4.19. Расчетная схема для определения стыкового сопротивления продольному сдвигу рельсов
Так как р3 определяется силами трения по подошве рельса, его величина практически не зависит от величины продольного сдвига рельса X, т. е. р3« « const (рис. 4.20).
Летнее погонное сопротивление р„ при раздельном скреплении нарастает по мере увеличения сдвига А. шпал в сыпучей среде. Экспериментальные данные аппроксимируют функцией рл = Ь\т, где Ь, т — эмпирические коэффициенты; 0 < т < 1.
Изменение сопротивлений в переходные периоды при замерзании и оттаивании балласта не может быть опи-
Рис. 4.20. Функции погонного сопротивления рельсов в различное время года
215
сано аналитически. Принято считать, что оно происходит скачкообразно.
Практический интерес представляет анализ работы пути в круглогодичном цикле. Поэтому в инженерных расчетах принимают гипотезу о независимости р от продольного сдвига X.
Имея экспериментальную функцию р = <р(Х), в качестве расчетного значения принимают среднее
х
р = -—-—= const.
Л
Или, имея экспериментальные данные по сдвигу отдельных шпал, принимают
/?шп Num
^ = —2000~' <461)
где Лшп * 7,0 кН — сопротивление сдвигу одной шпалы в балласте вдоль пути, при котором смещения являются практически упругими; Num = 1840 — число шпал на 1 км пути; 2000 — длина двух рельсовых нитей на 1 км, м.
_ 7,0-1840 , е
Тогда рп = • 2000— « 6,5 кН/м.
Зимнее погонное сопротивление р3 при раздельных скреплени
ях (типа КБ) формируется силами трения на опорах между подошвой рельса, клеммами и подрельсовыми прокладками (рис. 4.21, а).
Сопротивление продольному сдвигу рельса на одной опоре Ro (сила перпендикулярна плоскости чертежа и обозначена через "X")
ЛО = 2(Г| + Г2), (4.62)
где 7’1 — сила трения между ножкой клеммы и подошвой рельса; 7г — сила трения подошвы рельса по подрельсовой прокладке;/] — коэффициент трения металла по металлу;/ = 0,2; / — коэффициент трения металла по прокладке; / = 0,3+0,4 при корда-нитовых прокладках и/ = 0,5+0,6 при резиновых прокладках.
Осевая сила в клеммном болте QK, Н, определяется по формуле, аналогичной (4.59)
QK = AKMK, (4.63)
где Мк — крутящий момент, прикладываемый к гайкам клеммных болтов, Н м; Ак — коэффициент пропорциональности для клеммных болтов.
При диаметре клеммных болтов d = = 24 мм по данным ВНИИЖТа Ак « «178 м-1.
Рис. 4.21. Расчетные схемы для определения зимних погонных сопротивлений рельсов: а — для раздельных скреплений. КБ; б — для костыльных скреплений ДО
216
Нормальное давление ножек клемм на подошву рельса
Qk = cosa, к 2
где Za = arctg
Подставляя в формулу (4.62) значения Г] = и Т2 =f2QK/l> получим:
О_ 2к 1
Ro = 2(V! + y/j) = 2[у cos(arctg *
+ %/2]*ек(0.97/1+/2). (4.64)
Имея ввиду формулу (4.63) получим:
Ro = ЛКЛ/К(О,97Д +Л) * +/2). (4.65)
По нормам содержания бесстыкового пути Л/к = 150 Н м. Тогда при /] = 0,2 получим выражение для расчета Ro, кН, в зависимости от Л/к, Н м (при /2 ~ 0>4):
Яо « 107Л/к - IO"3. (4.66)
Погонное сопротивление р3 получим, суммируя сопротивления всех опор (по одной рельсовой нити) на километре и относя их к единице длины, т. е. к 1 м:
р, = ЯоЛ/о/1000, (4.67)
где No — число опор на 1 км; No = = 1840 шт./км (на прямых и кривых пологих радиусов).
Из формулы (4.66) можно получить при Л/к = 150 Н-м (f2 = 0,4) Ro « 16 кН. Из формулы (4.67) р3 « 29,5 кН/м (при /2=0,4).
Погонное сопротивление р3 можно повысить за счет повышения коэффициента трения/2 и поддержания крутящего момента Мк на необходимом уровне. Требуемое по ТУ-91 р3 > 25 кН/м.
При костыльном скреплении линейные или погонные сопро
тивления от воздействия костылей и противоугонов суммируются, т. е.
Рз = Ркост + Рпрот’ (4.68)
где ркост — сопротивление, развиваемое костылями и за счет сил трения по подошве рельса, кН/м; рКост = 1*3 кН/м по экспериментальным данным ВНИИЖТа; рпрот — погонное сопротивление, обеспечиваемое противоугонами, кН/м.
Без учета противоугонов />кост практически мало отличается от сопротивления свободнолежащего рельса сдвигу по подкладкам, которое составляет 0,8—1,0 кН/м.
Среднее сопротивление одного стандартного пружинного противоугона Рпр * 8 кН1. При сплошном закреплении всех шпал с двух сторон ("в замок", рис. 4.21, б) по формуле (4.67) получим
Рпрот” 15*16 кН/м.
Таким образом, суммарное среднее сопротивление
р3 ® 16*19 кН/м.
что в 1,5 раза ниже, чем при раздельных скреплениях. Это ограничивает применение бесстыкового пути на деревянных шпалах с костыльным скреплением ДО.
Температурные перемещения н напряжения в рельсах различной длины. Расчетная схема при нагревании рельса показана на рис. 4.18. В силу симметрии середина рельса будет неподвижной во всех случаях. Поэтому можно рассматривать напряженно-деформированное состояние его половины длиной /, имеющей в среднем сечении как бы заделку (рис. 4.22, а).
1 В настоящее время ВНИИЖТ и МИИТ проводят испытания канадских противоугонов Т-образиого сечения из легированной стали, обеспечивающих сопротивление сдвигу в 3—4 раза выше.
217
Рис. 4.22, Расчетные схемы для определения иапряженио-деформированного состояния рельсов при нагреве: а — рельс неподвижен по всей длине: б — рельс имеет температурно-подвижные участки h по концам
По мере увеличения температурного перепада Аг будут увеличиваться действующая в рельсе температурная сила Pt, Н, численно равная силам сопротивления, и нормальные напряжения Па, ею вызываемые:
о, = P/F, (4.69)
где F— площадь поперечного сечения рельса, м2.
Весь рельс будет оставаться неподвижным до того момента, пока сила Pt не превысит стыковое сопротивление Рп. Пока рельс неподвижен, сопротивления его сдвигу на опорах не мобилизованы (р = 0).
Допустим, что и стыковое сопротивление Рн = 0 (т. е. гайки стыковых болтов ослаблены). Тогда рельс длиной /, нагретый на ДГ|, свободно удлинился бы на величину X, (без температурных напряжений):
Х,»а/Дг1( (4.70)
где a = 11,8 • 10"* 1/°С — коэффициент температурного расширения стали.
В действительности это удлинение рельса не состоялось благодаря силе Р„, которая сжимает рельс.
218
По закону Гука деформация сжатия
= (4.71)
где Е — модуль упругости рельсовой стали.
Приравняем \ = Ка (см. рис. 4.22, а):
РИ1
1 EF откуда
т. е. температурный перепад Aq = Дгн, при котором рельс преодолевает силы трения в накладках,
Нагрев неподвижного рельса вызывает его сжатие действующей температурной силой Pt. Наибольшая величина этой силы в рассмотренном случае будет равна стыковому сопротивлению Рн.
Тогда величина сжимающих температурных напряжений
При дальнейшем нагреве рельса на величину А/2= ti~ Iq силы трения в
стыках преодолеваются, и на концевых частях рельса появляются температурно-подвижные участки lt, а в средней части (длиной 2z) рельс будет оставаться неподвижным (рис. 4.22, б). По мере возрастания температурного перепада Az будет увеличиваться /, (от 0 до /), а неподвижный участок z соответственно уменьшаться (от / до 0).
Удлинению рельса препятствуют силы сопротивления, равные сумме сил трения в стыке Рн и сил погонного сопротивления plt, мобилизованных на длине lt:
I\ = PH + Pli-
Если бы этих сил сопротивления не было, то свободное удлинение отрезка z составило бы X,:
X( = az(f2-z0).
Сжатие того же отрезка силой Ри + + plt составит Хст (по закону Гука):
(PH+X)z
" EF •
Приравнивая X, = Ха, получим
откуда
Очевидно, что можно представить температурный перепад как
где Д/н — температурный перепад, соответствующий преодолению стыкового сопротивления Рн; ДМ — температурный перепад, соответствующий преодолению погонного сопротивления на длине It.
Сжимающая сила (Рн + plt) вызывает нормальные сжимающие напряжения в рельсе
Предельный случай имеет место при lt = / (z = 0), когда сопротивления будут преодолены по всей длине рельса, и неподвижной останется только его середина (в силу симметрии).
Температурный перепад, соответствующий этому случаю,
Для того, чтобы в средней части рельса существовал неподвижный отрезок z, необходимо, чтобы при данной длине рельса (половина рельса I) и температурном перепаде Az выдерживалось условие
Итак, , Рн
<474>
z > 0 при Аг < —— а££
Объединяя оба неравенства, получим условие существования бесстыковой плети:
Рн А, + pl.
0<z</при-£;<Дг<-*-£А (4.75) aEF a.EF
Сравним годовые температурные деформации рельсов стандартной длины (21) с наибольшим конструктивным зазором (5тах), равным 21 мм (Р50) и 23 мм (Р65 и Р75). Так как такие рельсы применяют, как правило, в сочетании с деревянными шпалами и костыльным скреплением, то можно в пер-219
вом приближении не учитывать погонных сопротивлений продольным деформациям рельсов. На их преодоление требуется менее Агп» 2 °C (что идет в запас). Тогда
^ах = 2а/ГА, (4.76)
где Га — годовая амплитуда температуры рельса в данном районе, °C.
Результаты расчета по формуле (4.76) сведены в табл. 4.5.
Из приведенных данных (см. табл. 4.5) следует, что стыковой зазор для 12,5-метрового рельса является достаточным (Xjnax < 6max) повсеместно, а для 25-метрового рельса — только при сравнительно небольших годовых амплитудах температуры — до 80—90 °C (в Европейской части России).
В соответствии с изложенным рельсы по их работе под воздействием температурных сил принято классифицировать по длине следующим образом:
1) рельсы обычной длины с полным преодолением стыковых и погонных сопротивлений по длине (z = 0; lt = /)’>
2) рельсы с частичным преодолением сопротивлений по длине или бесстыковые плети (0 < z < /) [см. формулу (4.75)].
Рельсы обычной длины, в свою очередь, подразделяются на:
а) короткие или нормальные, у которых наибольшей величины стыковых зазоров достаточно, чтобы компенсировать температурные деформации рельсов в годичном цикле изменения температур. Рельсы по 12,5 м — короткие повсеместно, а по 25 м — только в Европейской части России;
Таблица 4.5. Годовые температурные деформации рельсов
Длина рельса 21. м Хпш. ММ. При 7д ‘С
70 S0 90 100 ПО 120
12,5 10,3 11,8 13,3 14,8 16,2 17,7
25,0 20,6 23,6 26,6 29,6 32,4 35,4
б) длинные, у которых расчетная величина стыковых зазоров 5расч недостаточна, т. е. зимой стыки растянуты, а летом при слитых зазорах имеет место торцевое давление рельсов друг на друга. Длинные рельсы по сравнению с короткими характеризуются более напряженной работой:
в летний период при нулевых зазорах возникает опасность выброса пути или выкола металла головки рельсов из-за большого торцевого давления. Наличие зазоров в стыках гарантирует устойчивость пути против выброса, а при их отсутствии теряется контроль за напряженным состоянием длинных рельсов, так как на практике невозможно установить точно, при какой температуре произошло замыкание всех стыков;
зимой при низких температурах возникает опасность изгиба или даже среза стыковых болтов после раскрытия зазоров до допустимой величины и при дальнейшем понижении температуры рельсов.
25-метровые рельсы работают как длинные на железных дорогах Урала и Сибири.
Бесстыковые рельсовые плети. Бесстыковая плеть — это сварной рельс настолько большой длины, что сопротивления преодолеваются только на двух концевых участках, а в средней части всегда имеется неподвижный участок.
Рассмотрим напряжения и деформации, возникающие в бесстыковых плетях при изменении их температуры. Как уже указывалось выше, температурные напряжения в рельсах определяются величинами сил сопротивления (в стыках и на опорах) продольным деформациям рельсов. В каждом сечении скрепления допускают напряжения ограниченной величины, при превышении которой происходит деформация, а избыток напряжений преобразуется в продольное перемещение рельса.
220
Рассмотрим сечение в пределах температурно-подвижного участка на расстоянии х от конца рельса (рис. 4.23).
Суммарная сила сопротивления
в этом сечении: Рх = Ри + рх; (4.77)
температурная сила: Р, = Рх = Ри + рх.
Разделив все члены формулы на F:
pt рн рх F~ F F'
получим СТ, = СТН + ПРИ х ~ 4 ст, = <тн + £/,. (4.78)
Уравнение (4.78) — это уравнение прямой, характеризующей изменение температурных напряжений на температурно-подвижной длине х < lt рельса. Тангенс угла наклона Р этой линии на длине /,
Напряжения нарастают от концов рельсов (ст, = стн) и, достигнув максимума в конце температурно-подвижного участка /,, остаются постоянными (ст, = стн + стп = аЕД/) в неподвижной зоне длиной 2z. Заштрихованная на рис. 4.23, а часть эпюры напряжений преобразовалась в перемещения (саморазрядка при преодолении сопротивлений на участке /,).
Пусть в сечении х величина разрядившихся напряжений будет ст§ . Удлинение участка Дх (по закону Гука) будет
Д\г =
Е ‘
Здесь числитель — площадь эпюры напряжений иа длине элементарного отрезка Дх, преобразовавшихся в перемещении (заштриховано на рис. 4.23, а).
Рис. 4.23. Эгпоры напряжений (а) и перемещений (б) рельсов при изменении их температуры
Перемещение сечения х равно сумме деформаций всех элементарных отрезков (L Д ХЛ) от неподвижной части до сечения х, т. е. на длине lt — х.
р(Е - х)2 или \ = (4.79)
Л 2EF
При х = /, = 0.
При х = 0 (конец рельса)
X -А
Ч - max - 2EF
Если /, = / (короткий или длинный рельсы) перемещение сечений рельса
= (480)
Уравнения (4.79), (4.80) — уравнения квадратной параболы (рис. 4.23, б).
В бесстыковом пути (в отличие от коротких и длинных рельсов) продольные возвратно-поступательные переме-
221
Рис. 4 24. Эпюры напряжений (а) и деформаций (6) бесстыковой плети в летний и зимний периоды
щения рельсошпальной решетки (летом) и рельсов по шпалам (зимой), неблагоприятные для балласта, скреплений и пути в целом, имеют место только на концевых участках /, (рис. 4.24), а в неподвижной части 2z (длиной от 50—100 до 700—800 м или более) путь наиболее стабилен. Наибольшие годовые перемещения концов бесстыковых плетей летом Х.?_тах (50—75 мм) больше, чем зимой Х.?_тах, так как зимние погонные сопротивления при раздельных скреплениях в 4—5 раз больше летних. Соответственно и длина температурно-подвижных участков /у > Ц.
Рассмотрим напряженное состояние неподвижной части рельса длиной z (см. рис. 4.23, а). Пусть при нагреве на А/ величина температурных напряжений равна ст,. Тогда по закону Гука деформации сжатия отрезка z
\o^z. (4.81)
Свободные (но не состоявшиеся) температурные деформации удлинения при нагревании на A t составят
X, = aA/z.
Приравнивая их (Хст = kt), получим:
а.
-=z = aA/z, Е
откуда
at = aEAt. (4.82)
Подставляя в уравнение (4.82) значения а = 11,8-Ю-6 1/°С и Е =2,Ы0б кгс/см2 « 2,МО5 МПа, получим
ст, * 25ДГ (кгс/см2)» 2.5ДГ (МПа). (4.83)
Из уравнения (4.83) следует, что изменение температуры рельса на каждый 1 °C вызывает в его неподвижной части изменение нормальных напряжений на 25 кгс/см2 (2,5 МПа) независимо от типа и длины рельса. Имея в вцду формулу (4.69) получим из (4.82):
Р, = ст,Е= aEF&t. (4.84)
Температурная сила, кН, в неподвижной части рельса Р65 (Г « 80 см2).
Р, • 20ДГ, (4.85)
т. е. изменение температуры на 1 °C вызывает в рельсовой плети Р65 температурную силу Р, ж 20 кН сжимающую (летом) и растягивающую (зимой).
Длинные рельсы. В длинных рельсах могут развиваться дополнительные сжимающие напряжения (стт) от давления торцов рельсов друг на друга в летний период после замыкания стыков.
Дополнительных растягивающих напряжений зимой обычно не допускают во избежание среза стыковых болтов (рис. 4.25). При длинных рельсах:
tgP = y и tgy-% (4.86)
где у i. р.
222
Рис. 4.25. Эпюры температурных напряжений в длинных рельсах в летний ( at-<x ) и зимний (ф-раст ) периоды
Температурные напряжения в длинном рельсе
летом: тах = он + от + (4.87)
зимой: о?_[Пах = он + ®п-
Уравнение температурных напряжений (4.78) для длинных рельсов в летний период принимает вид
рх ,, ооч
= стн + ®т + р • 0.88)
Здесь величина стт неизвестна и подлежит определению из условий прочности и устойчивости.
Эпюры продольных деформаций X описываются уравнением (4.79) квадратной параболы (см. рис. 4.23, б) с нулевой деформацией в середине рельса.
Рассмотрим температурную диаграмму длинного рельса длиной 21 с костыльным скреплением (Д/п « 0, рис. 4.26). Наименьший зазор в стыках 5mjn = 0, а наибольший равен расчетному конструктивному 5расч. Фактическая годовая деформация длинного рельса Хтах равняется величине расчетного конструктивного стыкового зазора Хтах * Зрасч- Из проекции диаграммы на горизонталь получим:
Рис. 4.26. Температурная диаграмма работы длинных рельсов
= ^max тах-р ~ ^min min-p =
= ДгТ + 2Д/Н + Д/а + дг5, (4.89)
где Д/т — повышение температуры после замыкания стыков, вызывающее торцевое давление неподвижных рельсов друг на друга; От = а£Д/т [см. формулу (4.82)]; Д/а — понижение температуры после полного раскрытия стыковых зазоров до конструктивной величины, вызывающее растяжение стыка (erg = аЕД/а). Так как при этом возникает опасность среза стыковых болтов и разрыва стыка, целесообразно не допускать такого режима работы стыка, и для этого следует принять Д/а = 0.
Величина изменения температуры рельса Д/а, при которой происходят его свободные деформации, определяется из уравнения:
Ха = 2а/Д/а. (4.90)
В данном случае (8расч = Ха)
(«О
Таким образом, в уравнении (4.89) остается неизвестной только величина Д/т, которая определяется из условий прочности и устойчивости длинного рельса. При этом в выражении (4.87) принимаем стп « 0 (так как Д/п « 0).
223
Тогда получим для условий нагрева (лето):
по прочности: он + от + 2 |а0 2|;
Рк.|03 (4.92) по устойчивости: он + стт 2 —утг—,
где кн — коэффициент неучтенных в расчете на прочность факторов (кн = 1,3): о?-к— максимально вероятные кромочные напряжения в головке рельса под нагрузкой в летний период (см. ниже п. 4.7); |сто,г| — допускаемые напряжения в рельсах; |оо,2| = 350 МПа (для новых незакаленных рельсов) и 400 МПа (для новых термоупрочненных); РК — критическая сила по устойчивости звеньевого пути, при которой возникает опасность выброса, кН; 2F— площадь поперечного сечения двух рельсов, м2; ку — коэффициент запаса по устойчивости (ку » 1,5+2,0).
Следует иметь в виду, что при укладке стандартных рельсов в крутых кривых нельзя применять высокопрочные стыковые болты или допускать чрезмерную затяжку гаек стыковых болтов.
Стыковое сопротивление Рн может оказаться настолько большим, что при нагревании рельсов изменения стыковых зазоров происходить не будет, а наступит нарушение устойчивости (выброс) пути. Поэтому в кривых радиусом 300—500 м должно дополнительно проверяться выполнение требования, согласно которому стыковое сопротивление по двум рельсовым нитям (2РН) не должно превышать допустимую по устойчивости продольную силу:
2Рн2^. (4.93)
Из двух значений стт, определенных по формулам (4.92), в качестве расчетного принимают меньшее и по нему определяется величина ДГТ (стт = а £Д?Т):
Зная Дгт, из формулы (4.89) определяем Дга (при Дг8 « 0):
Дга= Та-Д/т-2Дгн. (4.94)
Приравнивая правые части уравнений (4.91) и (4.94), можно определить наибольшую длину длинного рельса, которая может быть допущена при данном типе верхнего строения пути и годовой температурной амплитуде ГА:
$расч
21 =--------------- 9
а(ТА-Д/т-2Д/н) (
Безопасная эксплуатация пути со стандартными рельсами в данном районе может быть обеспечена в случае, когда по формуле (4.95) получается 21 > 25 м.
Если расчетная длина рельса 11 окажется меньше стандартной (25 м), то это означает, что в рассматриваемых условиях нельзя обеспечить нормальную работу рельсов даже в напряженном режиме длинных и следует рассмотреть целесообразность:
1) реконструкции пути с укладкой бесстыковых плетей;
2) выполнения сезонных разгонок зазоров с укладкой на летний период укороченных рельсов, а на зимний — стандартных;
3) укладки коротких рельсов длиной по 12,5 м взамен 25-метровых.
Из рассмотрения температурной диаграммы (см. рис. 4.26) следует, что укладочные стыковые зазоры 50 должны назначаться в зависимости от температуры рельса при укладке (/0) с помощью графика Точка Вг соответствует нулевому зазору 5min = 0, который должен устанавливаться при tf. . Наибольшее значение этой темпе-umin ратуры определяется обычно из условия устойчивости данной конструкции пути [см. формулу (4.92)].
Из диаграммы на рис. 4.26 находим:
= 'max max-p + ДГТ-ДГН. (4.96) МП г
Зная £8min укладочный зазор 50 можно рассчитать для любой заданной температуры по формуле
50 = 2а/(г8|Л1-/0). (4.97)
Отклонение фактических укладочных зазоров от рассчитанных по формуле (4.97) более опасно при длинных, чем при коротких рельсах, имеющих определенные резервы в величине стыковых зазоров.
Следует иметь в виду, что дополнительными мерами по расширению сфер применения длинных рельсов можно считать применение высокопрочных болтов в стыках (с ограничениями, указанными выше) и упругих скреплений, уменьшающих реализуемые температурные деформации.
4.5.2. Расчеты устойчивости пути, результаты экспериментальных исследований
При повышении температуры рельсовых плетей по сравнению с нейтральной (температурой закрепления г0) в них могут развиваться значительные сжимающие силы (Pt « 1200-5-1500 кН), которые при неблагоприятном стечении ббстоятельств могут привести к опасному нарушению устойчивости пути — выбросу.
Выброс хорошо изучен экспериментально ВНИИЖТом. Это быстрый, практически мгновенный процесс искривления рельсов в горизонтальной плоскости с одновременным (или предшествующим) небольшим подъемом путевой решетки (до 15 мм), при котором контакт нижней постели шпал со щебнем теряется частично или полностью.
На прямых выброс протекает с резким звуком, на кривых — более плавно и тихо. При этом образуется резкое искривление рельсов (до 0,3—0,5 м на длине 20—40 м) с несколькими волнами в горизонтальной плоскости. Рель
сы на этом участке приобретают остаточные деформации и становятся непригодными для работы в пути. Часть шпал раскалывается, подкладки разворачиваются, щебень с откосов призмы отбрасывается (до 1,0 м).
Обеспечение устойчивости бесстыкового пути — одно из важнейших требований при его устройстве. Недостаточная устойчивость — прямая угроза безопасности движения поездов, а избыточные запасы устойчивости снижают эффективность применения бесстыкового пути.
Исследованию устойчивости бесстыкового пути уделялось много внимания в нашей стране и за рубежом. Весьма плодотворным оказалось сочетание двух направлений исследования: расчетно-теоретического и экспериментального.
Расчеты устойчивости бесстыкового пути базируются на принципах строительной механики. Специфика расчета обусловлена необходимостью учета неоднородных факторов противодействия продольно-поперечному изгибу пути.
Задача сводится к определению Дгу — допускаемого по устойчивости пути повышения температуры по сравнению с температурой закрепления рельсовых плетей:
1Л-у1
(4’98>
где |Р/.у| — допускаемое по устойчивости значение горизонтальной продольной силы (при бесстыковом пути — температурной силы, так как угон пути с раздельными скреплениями при нормальном его состоянии исключен), кН.
1^-у1 = Г’ <4")
где Р* — критическая сила, при которой путь теряет устойчивость, кН; ку — допускаемый коэффициент устойчивости (коэффициент безопасности); ку » 1,5+2,0 (в зависимости от плана пути).
8 Зак 375
225
Для расчетного определения Рк рельсошпальную решетку, представляющую собой раму (рис. 4.27, а), заменяют сплошным однородным стержнем бесконечной длины с постоянной жесткостью 2EJ, покоящимся в среде, которая оказывает сопротивление продольным и поперечным деформациям (рис. 4.27, б). Прямолинейный участок DE подвергается сжатию осевой силой Pt. После нарушения устойчивости он принял новую форму равновесия DABCE, состоящую из участка искривления АВС со стрелой Д/ и примыкающих прямых участков длиной L (DA и СЕ). Новая длина АВС>1 = АС. В связи с этим продольные сжимающие силы частично разрядились (Pt > Pt_0).
При новой форме равновесия DABCE на прямолинейных участках DA и СЕ переменные сжимающие силы уравновешиваются погонным сопротивлением р, а силы Pt.o, изгибающие искривленную часть АВС, уравновешиваются поперечным погонным сопротивлением сдвигу q.
Кроме того, в узлах раздельного скрепления возникают реактивные моменты Мр.о, возрастающие по мере уве
личения угла поворота рельса относительно шпалы (рис. 4.28). Экспериментальное изучение q и Мр.о показало, что они как и погонное сопротивление продольному сдвигу рельса р, увеличиваются с уменьшающейся интенсивностью от нуля до некоторой практически постоянной величины и наиболее удовлетворительно могут быть описаны степенными функциями вида (см. рис. 4.20)
у = Ахт,
где y = p,q, Мр.о; х — смещение вдоль (X), поперек пути (Д/-) или угол поворота (Р) рельса на шпале соответственно; А и т — параметры, получаемые методом наименьших квадратов; 0 < т < 1,0.
Решение задачи по устойчивости бесстыкового пути энергетическим способом с учетом реального характера степенных функций сопротивляемости смещениям дано С. П. Першиным (МИИТ). Основные допущения и предпосылки расчета энергетическим способом (см. рис. 4.27, 4.28);
а) падение усилия (Р, — Р(.о) в связи с искривлением части стержня не учи-
Рис. 4.27. Модель выброса бесстыкового пути: а — физическая схема продольно-поперечного изгиба пути’. 4 — расчетная схема н эпюра продольных сил
226
тывается из-за его малости (около 5 % при стреле изгиба /о = 5+7 мм). В довы-бросной стадии влиянием продольных деформаций, а значит и погонных сопротивлений р, пренебрегают. При этом определяются условия равновесия только искривленной части стержня;
б) задаются начальной формой искривления и считают его односторонним. Геометрия равновесия предполагается неизменной до выбросной стадии (т. е. длина изогнутого участка равна длине начальной неровности). Форма искривления после выброса не связывается с формой начального искривления и не принимается во внимание вообще. Предпосылкой служит необходимость предотвратить развитие выброса с практической точки зрения, оставив в стороне сам этот процесс. Фактическое искривление не одностороннее, а многоволновое;
в) численные значения степенных функций сопротивления поперечному сдвигу q и повороту рельса Мр.о определяются аппроксимацией экспериментальных данных;
г) основным возмущающим фактором, определяющим возможность изгиба пути, является наличие начальных неровностей. Уклоны этих неровностей определены экспериментально на бесстыковом пути (z = 2+3 %о).
По мере роста продольной силы Pt растут ординаты искривления А/; накапливается потенциальная энергия, что в конечном счете приводит к положению неустойчивого равновесия, чреватого выбросом.
Условие равновесия устанавливают исходя из принципа возможных перемещений, приравнивая нулю сумму элементарных работ на любом возможном перемещении:
ZdAi ~dbf
(4.100)
Рис. 4.28. Расчетная схема энергетического способа и эпюры сопротивлений д и Мр-о
Определяются:
А) — работа сжимающей силы Pt, на концах искривления с хордой I, начальной стрелой /о и прогибом А/, И 2 — работа изгиба рельсов; А$ — работа преодоления сил сопротивления балласта; — работа преодоления сил сопротивления скреплений.
Решая уравнение (4.100), С. П. Першин получил зависимости между силовыми и геометрическими факторами
= <p(A/',Z). Сжимающая сила сначала увеличивается, достигает максимума, а затем падает, что соответствует выбросу. При малых /о преодоление энергетического барьера связано с необходимостью накопления большого количества энергии. Соответственно велика и освобождающаяся при выбросе энергия (на прямых).
Очевидно, что из всех тахРн- в качестве расчетной критической силы следует принимать минимальную, а в качестве допускаемой |Р(.у| — уменьшенную в ку раз [см. формулу (4.99)].
Задача решается с помощью ЭВМ, которая выбирает минимальное значение из ряда тахРн- (варьируется длина хорды неровности I и ее средний уклон z = 2/о//).
Методом пробных решений С. П. Першин получил большое количество значений Рк = min max Р^, апп-
227
роксимация которых дала формулу, удобную для практических расчетов:
= (4.101)
где Я и а — эмпирические коэффициенты, зависящие от типа рельсов и плана пути. Коэффициенты: к\ — учитывает сопротивление балласта поперечному сдвигу шпалы; кг — эпюру шпал; кз — степень затяжки гаек клеммных болтов.
Определенным шагом вперед в расчетах устойчивости явилось составление и интегрирование С. И. Морозовым (АЛТИ) уравнения изогнутого стержня, которое позволяет получать уравнение упругой линии непосредственно из принятых условий загруже-ния. При этом длина начальной неровности не принимается равной длине изогнутого участка (что соответствует фактическому положению). Методика С. И. Морозова позволяет моделировать процесс выброса с помощью ЭВМ, но пока не нашла практического применения в инженерных расчетах из-за сложности.
Однако в любых методах расчета неизбежны допущения, которые вызывают необходимость экспериментальной проверки методов. Так, например:
в расчет вводятся функции сопротивлений балласта и скреплений, соответствующие статическим деформациям. Выброс же имеет д и -намический характер;
потеря устойчивости рассматривается раздельно: только в горизонтальной или только в вертикальной плоскости.
В связи с этим нормативные значения Д/у получены в результате прямых экспериментов на специальном стенде ВНИИЖТа. Сделано более 300 опытов по определению устойчивости плетей путем нагрева их (электрическим током) при разных конструкциях и состояниях пути. Установлено, что нагрев рельсов до определенного уровня А/] для данной конструкции не вызывает поперечных перемещений пути. При дальнейшем повышении температуры появляются поперечные перемещения,
изменяющиеся нелинейно и сначала очень медленно (статический характер). При достижении некоторого температурного перепада ("закритическо-го") Д13 перемещения развиваются очень быстро (примерно 0,2 с — динамическая стадия потери устойчивости, или выброс). Коэффициент запаса устойчивости определяется как соотношение указанных температурных пере-Д/3 падов kv = —.
Если нагрев прекращен в интервале от Д/| до Д?з, то после остывания путь остается в несколько деформирован
ном состоянии из-за сил сопротивления балласта и в узлах скреплений. При этом выброс происходит при меньшем повторном температурном перепаде. Так как такие явления могут иметь место в реальном пути (чередование нагрева днем и охлаждение ночью), то было бы желательно принять в качестве Д/у перепад Д/|.
Однако в кривых и при больших начальных неровностях на прямых начальные смещения пути наблюдаются
при сравнительно малых температурных перепадах задолго до выброса. Поэтому допускают следующие наибольшие деформации пути Д/: на прямых — 0,2 мм; на кривых — 0,4 мм.
Следует отметить, что в предварительной стадии не наблюдаются сдвижки всей кривой, а поперечные перемещения происходят на отдельных корот
ких участках, концы которых остаются на месте. Сам выброс при нагреве на Д/3 почти не зависит от радиуса R кривой, а поперечные сдвиги наступают тем раньше, чем круче кривая (т. е. ко-
д?з эффициент запаса &у = — в кривых
выше, чем в прямых). Величины Дгу приведены в приложениях к ТУ-91.
В учебных и экспертных целях расчеты критических сил РК выполняются по формуле С. П. Першина (4.101). Сходимость расчетных и экспериментальных критических сил — хорошая.
228
4.6. КОМПЛЕКСНЫЙ РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ БЕССТЫКОВОГО ПУТИ
4.6.1. Методика расчета
Нормальные напряжения от изгиба рельса определяются в кромках подошвы и головки под воздействием вертикальных сил от колес локомотива, движущегося с максимально возможной скоростью (см. ниже п. 4.7). В момент прохода экипажа изгибные напряжения под поездной нагрузкой суммируются с температурными напряжениями в рельсовых плетях бесстыкового пути (рис. 4.29). Очевидно, что прочность рельсовой плети лимитируется этими суммарными напряжениями, которые имеют наибольшую величину: летом — в кромках головки рельса; зимой — в кромках подошвы.
Прочность рельса будет обеспечена, если суммарные нормальные напряжения не превысят допускаемых величин, т. е.
летом: кнс{!_к + о? £ |о0 2|;
(4.Ю2) зимой: &нОп-к + °? l®o,2l>
где ки — коэффициент неучтенных в расчетах прочности факторов (ки = 1,3); Ог-к — максимальные вероятные кромочные напряжения в головке рельса летом (при уровне вероятности Ф = 0,994), МПа; Оп-к — максимальные вероятные кромочные напряжения в подошве рельса зимой (Ф = 0,994), МПа; |сто,2| — допускаемое напряжение (350 МПа для новых незакаленных рельсов и 400 МПа — для новых термоупрочненных рельсов).
В формуле (4.102) величины наибольших допускаемых температурных напряжений неизвестны и подлежат определению:
летом:о?<|о02|-кио?-к:
(4.103) зимой: о] |о0 2| - Лно’_к.
Зная о,, нетрудно определить соответствующие допускаемые изменения температуры рельса по условию прочности [см. формулы (4.82), (4.83)]:
Рис. 4.29. Эпюры нормальных напряжений в рельсах в летний и зимний периоды эксплуатации: а — изгибные напряжения под поездной нагрузкой; б — температурные напряжения; в — суммарные напряжения
229
в сторону повышения (лето)
по прочности головки
Д/пг = —S аЕ
KzI-Vf-k
2,5
в сторону понижения (зима) по прочности подошвы
а? |ап э| - kucsl „ д'пп = 4^ ’ -25 " (4.104)
(ХД
Из двух значений допускаемых отклонений температуры рельса(относительно нейтральной /0) в сторону повышения Д/с (при сжатии): Д/у [условие устойчивости, см. формулу (4.98)] и Д/пг + 6 °C (условие прочности головки) в качестве расчетного принимается лимитирующее — меньшее из двух. Здесь 6 °C — допускаемое перенапряжение головки. Обычно лимитирует Д/у.
Допускаемое изменение температуры рельса в сторону понижения Д/р (при растяжении) принимается равным Д/пп.
4.6.2. Определение расчетных температурных интервалов закрепления рельсовых плетей
Бесстыковые плети (в отличие от рельсов стандартной длины) приходится укладывать в определенном температурном интервале, определяемом по расчету. Только так можно обеспечить прочность при самых низких (/min min_p) температурах рельсов зимой и прочность и устойчивость при самых высоких температурах летом (/max max-p)-
Самую низкую и самую высокую температуру рельса, при которой еще можно укладывать бесстыковые плети в заданных условиях, можно найти соответственно из выражений:
т*п'з 'max max-p ~ Д'с> ।
ШаХ/j = Zmjn mjn_p — Д/р.
Отложим графически (рис. 4.30, а) от наивысшей температуры рельса 230
Отах max—р) в некотором масштабе величину Д/с, а от наинизшей температуры Omin min—р) — Д'Р- Как видно, встречные концы этих отрезков могут перекрывать друг друга. Длина этого перекрытия графически определяет величину температурного интервала закрепления Д/3, в пределах которого следует укладывать и закреплять плети на постоянный режим эксплуатации.
Из графика следует, что
~ 'max max-p ~ 'min tnin-p = Д'р + Д'с ~
откуда
д/3 = д/р + Д/с - тА
И (4.106)
Д/3 = max/3 - min/3.
Для того чтобы практически уловить требуемый температурный интервал, нужно, чтобы его наименьшая величина была порядка 7—10 °C. В редких случаях (при рельсах Р50 и в крутых кривых), когда оказывается, что интервал Д/3 меньше этой величины (или даже отрицательный), получается, что эксплуатация бесстыкового пути температурно-напряженного типа невозможна без периодических разрядок напряжений. Графически это будет случай, когда отрезки Д/с и Д/р не перекрывают друг друга (рис. 4.30, б).
Определим допустимую амплитуду температуры рельсов |ТА| как сумму допускаемых изменений температуры рельсов (Д/р + Д/с), уменьшенную на величину минимально необходимого интервала min Д/3 для производства работ по закреплению плетей:
|7д1 = Д'р + Д'с “ т‘пД'3 =
= Д/р + Д/с-10°С. (4.107)
Фактическая годовая амплитуда температуры рельсов ТА в данном районе (см. выше п. 1.6.2):
т* — f ___f
'A ‘max max—р ‘min min—p'
Рис. 4.30. Температурные интервалы закрепления рельсовых плетей: а — на постоянный режим эксплуатации: б — с сезонными разрядками напряжений
dtp
dtC
б)
| mint°c tminmin-p
maxtfc
> t/naxmax-p max t$ec
atc
/nwtj*]
IIIIIIIIIIII
Сопоставляя |7д| с 7д, делают вывод о возможности применения бесстыкового пути в заданных эксплуатационных и климатических условиях. При ТА £ |ТА| возможна укладка и эксплуатация бесстыкового пути температурно-напряженного типа; в случае 7д > |7д| необходимо рассмотреть целесообразность реализации следующих мероприятий:
1) усиления конструкции верхнего строения пути за счет укладки более мощного типа рельсов, увеличения числа шпал на 1 км пути, увеличения размеров балластной призмы с целью уменьшения изгибных напряжений в кромках рельсов (ст^_к и о{!_к) и одновременного повышения устойчивости пути (Рк, Д/у);
2) уположения кривых, если ограничение связано с кривизной пути в плане;
3) временного ограничения скорости движения поездов на короткие периоды действия особо низких температур зимой (близких к экстремальным);
4) проведения сезонных разрядок температурных напряжений два раза в год — весной и осенью в соответствующих температурных интервалах закрепления Дгвее И Дг°с (см. рис. 4.30, б).
Выбор оптимального из перечисленных мероприятий представляет собой технико-экономическую задачу,
которая должна решаться с учетом конкретных эксплуатационных условий. При этом следует иметь в виду чрезвычайно неблагоприятные стороны сезонных разрядок напряжений:
потребность в "окнах" и ограничениях скорости движения поездов до 15—25 км/ч на целых перегонах и направлениях (ущерб для движения поездов);
повышение трудоемкости текущего содержания пути (примерно на 15 %);
несвоевременное выполнение разрядок напряжений угрожает безопасности движения поездов (выброс пути или разрыв рельсовых плетей);
затруднения в работе дистанций пути в связи с совпадением сезонных разрядок по времени выполнения с другими неотложными путевыми работами (выход пути из зимы и подготовка пути к ней).
4.6.3. Оптимизация температур закрепления плетей
в пределах расчетного интервала
Величина расчетного интервала температур закрепления плетей на постоянный режим эксплуатации (Дг3) определяется (см. выше п. 4.6.2) из условий прочности и устойчивости пути в соответствии с ТУ-91. При современных
231
рельсах типа Р65, объемно закаленных в масле, максимальных скоростях движения грузовых поездов до 80—90 км/ч и пассажирских — до 160—200 км/ч для прямых участков пути и пологих кривых значения Д/3 достигают 35—50 °C. В кривых они уменьшаются и при минимальных радиусах 300—350 м обычно составляют 10—15 °C.
В тех случаях, когда по расчету Д/3 > 20 °C, целесообразно в расчетном интервале найти область оптимальных значений температур закрепления (Д/3.опт), которые удовлетворяют следующему комплексу технических и технико-экономических требований (рис. 4.31).
I. Технические требования, обеспечивающие:
1. Прочность рельсовых плетей
maxfj-ojH. S max/3 = /m,n т;п_р + Д/р. (4.108)
2. Устойчивость бесстыкового пути
min/3_onT £ min/3 = /тах max_p - Д/ji (4.109)
где Д/р и Д/с — допускаемые по прочности и устойчивости отклонения температуры (ТУ-91, приложение 2): /min min—р, /max max—р — нормативные наинизшая и наивысшая температуры рельсов (ТУ-91, приложение 3).
3. Недопущение чрезмерного раскрытия зазора в месте излома плети зимой, а также в стыках уравнительных пролетов. С этой целью допускаемое понижение температуры рельсов ограничивается (Д/р_3аз):
тах/3-опт - /mjn mjn_p S
S Д/р_заз = 60 - 70 °C. (4.110)
Перечисленные условия (4.108)— (4.110) — общепринятые на всех железных дорогах мира, применяющих бесстыковой путь.
Следует, однако, иметь в виду, что состояние длительно эксплуатируемого бесстыкового пути может потребовать корректировки указанных расчетных величин Д/р, Д/р_заз в сторону их уменьшения.
При поражении рельсовых плетей скрытыми поперечными трещинами в головке (дефект 21) или коррозионными кавернами в подошве (дефект 69) целесообразно понизить температуру закрепления (/g « min /3 + 5 °C) с целью уменьшения возможного предела понижения температуры рельсовой плети с дефектами и повышения ее живучести
Д'р-деф = М'р. (4111)
где Ki < 1,0.
Если значительно изношены элементы промежуточных скреплений, которые уже не в состоянии обеспечить требуемого погонного сопротивления (2: 25 кН/м) перед капитальным ремонтом, то зимой также полезно понизить температуру закрепления, ограничив тем самым возможный отрицательный перепад температур плети:
Д/?# = К2Д/р_заз, (4.112)
где Кг < 1,0.
При наличии большого числа выплесков в пределах плети, которые снижают устойчивость пути против поперечного сдвига, нужно во избежание
Рис. 4.31. График повторяемости температур рельсов за многолетний период и расчетные параметры температурного режима плетей
232
выброса пути дополнительно уменьшить допускаемое повышение температуры и с этой целью перезакрепить плети при более высокой температуре (если нет возможности устранить выплески)
А^с-вып = ^З^С’ (4- * 13)
где Кз < 1,0; по предварительным данным Кз« 0,5+0,75.
II. Технико-экономические требования, обеспечивающие:
1. Наибольшую вероятность попадания в температурный интервал (Af3_опт) уже в момент укладки плетей. Это бывает при наибольшей многолетней повторяемости температур (Ф^) в годичном цикле (на рис. 4.31 выделено жирным пунктиром):
^minG-отп * hj * тах'з-опт) "* max. (4-114)
где ty — температура рельса в /-й момент времени (час) в /-й выборке (пятидневка, декада, месяц).
2. Минимальные ограничения в годичном цикле по температурному режиму для работ, связанных с временным ослаблением устойчивости пути под путевыми машинами:
~ Afp-y ty *0 — А^с-у}=
= Цв>1+<o2)-+min, (4.115)
где to — нейтральная температура рельсовой плети; Д/р—у, Д/с—у — соответственно допускаемые по устойчивости понижение и повышение температур по сравнению с /о во время ремонтных работ; Д/р—у ® » -20 + -25 “С; Д/с—у »+5 + +15 “С (см. табл. 4.3, 4.4, ТУ-91).
Очевидно, что чрезмерное повышение /0 приводит к росту ограничений возможности машинизированного ремонта пути при пониженных температурах (на рис. 4.31 растет заштрихованная площадь Ю]) и, наоборот, при понижении /0 ограничиваются возможности путевых ремонтных работ в жар
кую погоду (соответственно растет площадь coj)- Условие оптимальности (4.115) в виде минимума суммы £(Ю| + coj) -* min обеспечивается только при обоснованном назначении /0.
3. Устойчивость бесстыкового пути и безопасность работы путевых машин на длинной плети (например, с блок-участок или даже перегон):
max /3_опт - min /^ = 10 °C. (4.116)
Условие (4.116), ограничивающее величину оптимального интервала температур внутри расчетного, введено в связи с необходимостью выполнения двух требований:
1) возможность сварки в пути смежных коротких плетей (до 800—950 м) друг с другом в одну длинную плеть без разрядок напряжений;
2) возможность производства путевых работ с применением путевых машин тяжелого типа по всей сварной плети большой длины (от 1,5 до 20 км) без разрядок температурных напряжений, так как они могут быть осуществлены только после разрезки плети на отрезки длиной до 1 км.
На кафедре "Путь и путевое хозяйство" МИИТа разработан алгоритм и пакет программ расчета оптимальных температур закрепления рельсовых плетей с помощью ЭВМ. Обобщенные результаты массовых расчетов для рельсов типа Р65 на прямых и в кривых радиусом более 800 м сведены в табл. 4.6 (см. табл. п. 2.4 ТУ-91).
В тех случаях, когда систематические наблюдения за температурой рельсов отсутствуют или выборка недостаточна (менее 8—10 лет), рекомендуется:
1) определить расчетный интервал температур закрепления плети Д/3 в конкретных эксплуатационных и климатических условиях по методике ТУ-91;
2) принять внутри этого интервала оптимальную нейтральную температуру /о в пределах рекомендуемых оптимальных интервалов температур Д/3_опт в соответствии с табл. 4.6.
233
Таблица 4.6. Оптимальные температуры закрепления рельсовых плетей
Текущее содержание бесстыкового пути Оптимальный интервал температур закрепления в районах с минимальными температурами рельсов, ‘С
ниже -45 -43+-26 -25 и выше
Машинизированное Без машин тяжелого типа + I6++25 +11++20 +21++30 +16++25 +31++40 +26-+35
Из изложенного следует, что обоснованный выбор оптимальной нейтральной температуры рельсовой плети при ее укладке в последующем не только определяет напряженно-деформированное состояние бесстыкового пути, но и влияет на организацию его ремонта и текущего содержания, т. е. на технико-экономические показатели этой конструкции пути.
шихся (заштриховано) в момент излома на мостах, приведены на рис. 4.32.
Величина зазора в месте излома равняется площади указанных эпюр разрядившихся напряжений в масштабе НЕ:
а) при 1и < 33 м (рм = 0) (см. рис. 4.32, а)
, , a?EF .л
Хи = а/мДги + —-Д/*,
4.6.4. Особенности расчетов бесстыкового пути на мостах
Работа и расчеты рельсовых плетей, перекрывающих мосты с ездой на балласте (см. выше п. 1.7), на прочность и устойчивость не имеют никакой специфики и производятся обычным порядком (см. выше пп. 4.5, 4.6.1—4.6.3). Следует лишь учитывать особенность определения летних расчетных температур рельсов (см. выше п. 1.6.2).
При укладке бесстыкового пути на мостах с безбалластным мостовым полотном в зависимости от длины пролетных строений выбирается одно из рассмотренных конструктивных решений (см. выше п. 1.6.3). При этом в тех случаях, когда мост располагается в средней, температурно-неподвижной части плетей, которые не связаны в продольном направлении с безбалластным мостовым полотном или связаны частично (в зоне неподвижных опорных частей), должна проверяться расчетом величина раскрытия зазора в месте случайного излома плети на мосту. Эпюры температурных напряжений в рельсовых плетях, разрядив-234
где рп — погонное сопротивление продольному сдвигу рельсов на подходах к мосту, Н/м; рм — то же на мосту, Н/м; Дги — температурный перепад в момент излома плети;
б) при 33 м < /м < 55 м (однопролетные мосты, Ry * 0) (см. рис. 4.32, б)
cAEF R* , = а/мДги + 2^ +
в) при 33 м < 2/м < 66 м (многопролетные мосты, Ry * 0), в частности, для двухпролетного моста (см. рис. 4.32, в)
^и = «/мд'и + «/м(Д/н-^) +
Я,
Рп
Расчетная величина Ry, Н, опреде-ляется в зависимости от длины участков усиленного закрепления рельсовых плетей на мосту в зоне неподвижных опорных частей /у:
Ry = Pu!y- Ю3-
Принимают ры~рл « 25 кН/м. Значения /у в зависимости от /м представлены ниже:
/м, м ............................ 33 44 55
/у, м ............................6,0 8,0 10,0
Если в результате расчета по представленным формулам окажется, что величина зазора в изломе А,и чрезмерно велика (например, Хи > 4,0 см), то следует рассмотреть возможность закрепления плетей, перекрывающих мост, при более низких температурах — ближе к нижней границе расчетного температурного интервала закрепления. Как видно из указанных формул, величина Ки прямо пропорциональна температурному перепаду в момент излома Д?и и его квадрату Д^.
При укладке рельсовых плетей на больших мостах длиной, равной температурным пролетам, нет необходимости проводить дополнительные расчеты прочности или устойчивости таких плетей, так как при изменениях температуры их напряженное состояние практически не отличается от состояния звеньевого пути. В последнем случае (если путь надежно закреплен от угона) нет оснований также опасаться раскрытия больших зазоров в месте излома рельсовой плети на мосту. При сезонных уравнительных рельсах (см. выше п. 1.6.3) необходимо производить их своевременную замену два раза в год в расчетных интервалах температур.
Последовательность расчетов следующая:
1. Определяются наивысшая 'max max—р и наинизшая zmin min . температуры рельса для данного объекта по данным Указаний по устройству и конструкции мостового полотна на железнодорожных мостах или по экспериментальным температурам воздуха 'max max—в> 'min min—в многолетний период (СНиП 2.01.01-82). В последнем случае:
t =t +10 °C'
‘maxmax-p ‘maxmax-в T iu
'min min-p = 'min min-в-
Рис. 4.32. Эпюры разрядившихся нормальных напряжений при изломе плетей и различных схемах их закрепления на мостах:
а — при свободнолежаших рельсовых плетях (рм = 0) на мостах с 6м S 33 и; б — при наличии усиленного закрепления плетей в зоне неподвижных опорных частей (Я>) на однопролетном мосту с /м S 55 м; в — при наличии усиленного закрепления (Яу) на двухпролетном мосту с 2 ZM S 66 м
2. Определяется приращение температуры, соответствующее преодолению сил трения рельсов в накладках Рн,
При Рп = 200 кН для Р65 AZH ® «10 °C.
3. Определяются наивысшая расчетная температура рельсов zmax и наинизшая температура zmjn путем уменьшения экстремальных на 5 °C (с последующим округлением до 5 °C в ближайшую сторону):
Z = t - 5 °C-
‘max *maxmax-p J
'min = 'min min-p + 5 C.
235
4. При наивысшей расчетной температуре рельсов zmax минимальный зазор в каждом стыке уравнительных рельсов принимают равным 3 мм (чтобы исключить торцевое давление).
5. Определяется раскрытие стыковых зазоров Д5 ПРИ понижении температуры на каждые 5 °C (с округлением до 0,5 мм в ближайшую сторону):
где / — длина рельсовой плети с уравнительными рельсами, мм; t — температурный перепад (г = 5 °C); п — число зазоров [л = 4 (три пары уравнительных рельсов), п = 5 (четыре пары рельсов)].
Пусть, например, I = 100 м, t = = 5 °C, л = 4.
Тогда
4 11,8- 10-6 • 100- 103-5 , .
Д5 »с = —!----------------= 1,5 мм.
6. Определяются зазоры в стыках уравнительного пролета на мосту с парой укороченных (12,46 м) уравнительных рельсов при другой температуре
ti = fmax ~ • 5,
где т — количество интервалов по 5 °C каждый (т = 1, 2, 3,...).
В качестве иллюстрации на рис. 4.33 и в табл. 4.7 приведены результаты расчета для района г. Москвы (Р65, / = 100 м).
= 5щт + т&5 °C •
где 5min = 3 мм (при rmax).
Наибольший зазор не должен превышать расчетного
5расч = \ои ~ Е>
где 8кон — наибольший конструктивный зазор (8Кон = 23 мм для Р65); е — укладочный допуск (е = 2 мм), очевидно, что Зрасч = 23 — 2 = 21 мм.
Из рис. 4.33 ясно, что каждая пара сезонных уравнительных рельсов (12,46 и 12,50 м) может безопасно работать не круглый год, а только в определенных температурных интервалах:
укороченный (длиной 12,46 м) на графике AF — от fmax = +40 °C до гЕес = -15-г - 10 °C, а при более низких температурах возникает опасность разрыва стыков (точке F] соответствует ^расч ~ ММ),
нормальный (длиной 12,50 м) на графике ДС — от rmin = -35 °C до t°c = О-ь+5 °C, а при более высоких тем-
Рис. 4.33. Температурная работа уравнительных рельсов на мосту (/ = 100 м, Москва)
236
Таблица 4.7. Расчетные стыковые зазоры в уравнительном пролете на мосту
Температура рельсов, *С Значения стыковых зазоров н их суммы, мм, при сезонных уравнительных рельсах, м
12,46 12,50
& 4 ХЬ 1 & 4 Х8| ।
1 2 3 4 5
/max = +40 3,0 12,0 — —
+40 + +35 4,5 18,0 — —
+35 + +30 6,0 24,0 — —
+30 + +25 7,5 30,0 — —
+25 + +20 9,0 36,0 — —
+20 + +15 10,5 42,0 — —
+15 ++10 12,0 48,0 2,0 8,0
+10 ++5 13,5 54,0 3,5 14,0
t? = +5 + 0 15,0 60,0 5,0 20,0
0 ++5 16,5 66,0 6,5 26,0
-5 + -10 18,0 72,0 8,0 32,0
/«с = -ю + -15 19,5 78,0 9,5 38,0
-15+-20 21,0 84,0 11,0 44,0
-20 + -25 — — 12,5 50,0
-25 + -30 — — 14,0 56,0
/min s —35 — — 15,5 62,0
пературах начнется торцевое давление и появится опасность выброса (точке С\ соответствует 5 = 0).
Прямые AF и ДС параллельны друг другу и на определенном интервале температур рельса (от г§ес до /§с) графически перекрывают друг друга, когда допускается эксплуатация любых сезонных уравнительных рельсов.
Для безопасной работы конструкции важно производить своевременную замену нормальных рельсов (12,50 м) на укороченные (12,46 м) весной (EF) и обратную зимой (ВС) — осенью.
7. Определяются зазоры при укладке пары нормальных (12,50 м) сезонных уравнительных рельсов. Для этого из суммы стыковых зазоров с парой
4
укороченных рельсов (см. 2б(- в гр.З
1
табл. 4.7) вычитают 40 мм, получен-
4
ную сумму записывают в гр. 5 (S S,), а затем делят ее на число зазоров (л = 4) и получают данные гр. 4 (&2).
8. Определяются зазоры 5(- и их 4
суммы X 6/ для рельсов 12,50 м с добав-
1
лением значений Д5 «с нарастающим итогом при понижении температуры рельсов (СД на рис. 4.33) до тех пор, пока температура рельсов не достигнет 'min (точка Д).
Если стыковой зазор при этом окажется больше допустимого (5расч = = 21 мм), то необходимо укладывать четыре пары уравнительных рельсов (л = 5) вместо трех пар (л = 4). Более четырех пар уравнительных рельсов укладывать не рекомендуется.
237
9. Температурный интервал, в котором может производиться замена сезонных уравнительных рельсов (заштрихован на рис. 4.33), определяется по табл. 4.7 и рис. 4.33 из условия возможности применения как нормальных (12,50 м), так и укороченных (12,46 м) уравнительных рельсов.
В рассматриваемом примере при весенней температуре rjec = - 154—10 °C (типично для марта-апреля) пара нормальных уравнительных рельсов (12,50 м) должна быть заменена (из точки Е переход в точку F) парой укороченных (12,46 м), а осенью при температурах закрепления t°c = 0+ +5 °C (типично для октября) должна быть сделана обратная замена пары укоро
ченных рельсов на нормальные (из точки В переход в точку С). Точка Ci, соответствует замыканию всех зазоров, а точка F| — их полному раскрытию. Ни то, ни другое состояние не должно допускаться, что обеспечивается заменой сезонных уравнительных рельсов в расчетном температурном интервале и в соответствующие календарные сроки, определяемые по климатическому справочнику и долгосрочному прогнозу температур.
С разрешения МПС укладка сезонных уравнительных рельсов может производиться при любой длине температурных пролетов (более НО м). В таких случаях расчеты выполняются по изложенной методике.
4.7. МЕСТНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В РЕЛЬСАХ
К местным относят контактные напряжения от колеса на рельс, напряжения концентрации в зонах перехода головки в шейку и шейки в подошву рельса, напряжения в зоне болтовых отверстий и напряжения при поперечном искривлении подошвы при некачественной прокатке рельсов. Местные напряжения распространяются по длине рельса от контактной площадки в обе стороны примерно на полторы высоты рельса, а общие (нормальные) напряжения — на 3,5—4,0 м и более.
Контактные напряжения. Это напряжения, возникающие по площадке контакта колеса с рельсом и в непосредственной близости от нее в головке и ободе колеса.
Колесо соприкасается с головкой рельса не в точке, а за счет упругого обжатия металла контактирующих тел — по некоторой площадке (рис. 4.34). Колесо передает на головку рельса нормальные и касательные составляющие динамической нагрузки. Величины и закон распределения напряжений по площадке контакта и в непосредственной близости от нее в го-238
ловке рельса и бандаже колеса зависят от динамической нагрузки колеса, соотношения нормальной Pi и касательных (тангенциальных) составляющих tj, радиусов головки рельса г и колеса R, формы их износа, состояния пути и колес подвижного состава и др.
В основу расчета контактных напряжений в рельсах положена классическая теория Герца-Беляева.
Основные допущения, принятые в теории Герца-Беляева:
размеры контактной площадки малы по сравнению с поперечными размерами головки рельса;
коэффициент трения по площадке контакта равен нулю (f = 0), т. е. расчет ведется только на нормальную составляющую;
металл колеса и головки рельса, работает в упругой стадии;
форма бандажа и головки рельса в зоне контакта круглоцилиндрическая.
Для учета фактической площади опирания колеса на рельс и влияния касательных напряжений, действующих на контакте колеса с рельсом, Г. М. Шахунянцем введены в расчет по
Герцу-Беляеву коэффициенты <р и кф. Основные формулы расчета выглядят следующим образом (ось х — направлена вдоль, ось у — поперек головки рельса):
Р2 х1 у2 .. ЗРданФ
2Е(Я+В) ’ (4.117)
. 1 „ I л (Я-Я)
А = т-; В = -r=; cosO = \ 2r 2R А + В
0,65фЩп J/Pn„„Ez аз — nab; 2т=О,65ро= V—;
2Х”~ *ф N R2 ’
где аиЬ — размеры полуосей эллипса упругого контакта, м; /дин — вертикальная динамическая нагрузка колеса на рельс, Н; р0 — наибольшее сжимающее напряжение, Па, в центре эллипса, площадь которого о, м , г и R — радиусы соответственно головки рельса и колеса по среднему кругу катания, м; (В -А) — абсолютное значение разности расчетных параметров В и А; v — коэффициент Пуассона (v = 0,25+0,30); Е — модуль упругости стали колеса и рельса (Е = 0,21 -10° МПа); т и п — параметры, находящиеся в зависимости от угла 0 (при 0 = 30° т - 2,731, п = 0,493; при 9 = 40° т = = 2,136, п = 0,567; при 9 = 50° т = 1,754, п = = 0,641; при 9 = 60° т = 1,486, п = 0,717; при 9 = 70° т = 1,284, п = 0,802; при 9 = 80° т = = 1,128, п = 0,893); то и по — параметры, находящиеся в зависимости от соотношения r/R (при r/R = 1,000 то = 0,388, по = 0,270; при r/R = 0,800 то = 0,420, по = 0,280; при r/R = 0,600 то = 0,468, по = 0,280; при r/R = = 0,400 то = 0,536, по = 0,280; при r/R = = 0.200 то = 0,716, по = 0,300; при r/R = = 0,100 то = 0,970, по = 0,330); Аф — коэффициент, учитывающий разницу между фактической площадью контакта и расчетной (для новых колеса и рельса, по данным Г. М. Шахунянца, Лф» 1,3+1,6, для изношенных колес Аф » 1,4+2,0); <р — коэффициент, учитывающий влияние касательных сил; t и гл — наибольшие касательные напряжения соответственно при r/R г 0,33 —
Рис. 4.34. Схемы контакта колеса с рельсом: а — в точке (условный контакт); б — по площадке; в — размеры контактной площадки; г — распределение по площадке контакта нормальной р, и касательной т,. составляющих динамической нагрузки колеса; / — поверхность иижнего цилиндра (головки рельса) до деформации; 2 — контактная поверхность; 3 — поверхность верхнего цилиндра (колеса) до деформации
Рис. 4.35. Полуэллипсоид контактных напряжений
на концах большой оси эллипса на глубине zo, при r/R < 0,33 — на поверхности в центре эллипса.
Объем полуэллипсоида напряжения 2
при кф = ф = 1 равен (рис. 4.35).
При кф = ф= 1, обкатанной головке рельса радиусом г = 0,3 м, вагонном колесе радиусом R = 0,475 м и POTH = = 100 000 Н (порожний грузовой вагон) наибольшее нормальное напряжение в центре контактной площадки
Ро- тоу1 Л2106 -
= 0 459 = j 236МПа
239
Площадь эллипса
3 • 100000 1 ч ,л-4 2-11 2
= ,„; = 1.2' 10"4 м2 =1,2см2.
2- 1236- 106
При Рднн = 250 кН (груженый вагон с Рст = 128,5 кН при скорости v = 22,22 м/с и волнообразном износе головки в пределах нормы) р0 = 1678 МПа и ю = = Z.Z-IO^M2 = 2,2 см2. В приведенном расчете т$ = 0,459 при r/R = 0,632.
По мере удаления от площадки контакта в глубину головки рельса главные напряжения падают (рис. 4.36).
Металл головки рельса в зоне контакта, находясь в объемном сжатии, может выдержать большие давления без разрушения при расположении площадки в средней части поверхности катания и значительно меньшие — у края головки.
Опасными являются касательные напряжения, равные полуразности наибольшего и наименьшего 03 глав
ных напряжений, достигающие своего максимума на глубине z0 = (0,2-s-0,5)a.
В зависимости от вытянутости эллипса площадки контакта имеют место следующие соотношения:
- .................. 1,00 0,750 0,500
а
—................... 0,480 0,410 0,310
а
°'~а3 .............. 0,620 0,635 0,649
Ро
Чем больше разница между а и Ь, тем ближе к поверхности контакта залегает точка с наибольшими касательными напряжениями.
Для оценки прочности определяют эквивалентные напряжения (по теории прочности наибольших касательных напряжений):
внутри головки рельса на глубине zq °экв = 2ттах = О,65ро;
на поверхности соприкосновения в центре эллипса
°экв = я1Ро>
Рис. 4.36. График распределения напряжений по глубине головки рельса
240
в конце большой оси эллипса
°экв = п2Ро-
Коэффициенты И| и «2 принимаются по графику в зависимости от отношения r/R (рис. 4.37). В рассматриваемом выше примере r/R = 0,632 Л| = 0,22 и «2 = 0,23. Расчетные эквивалентные напряжения при POTH = 100 кН будут следующими:
в головке на глубине z$ оэкв = = 0,65-1236 = 803 МПа;
на поверхности в центре эллипса стзкв = 0,22-1236 = 272 МПа;
на поверхности в конце большой оси эллипса стэкв = 0,23-1236 = = 284 МПа.
При динамической нагрузке колеса на рельс Рдан = 250 кН эквивалентные напряжения равны соответственно 1091,369 и 386 МПа.
По условию прочности эквивалентные напряжения не должны выходить за пределы контактной выносливости металла головки рельса. При больших динамических давлениях колес рельсы стандартного производства и прежде всего термически неупрочненные рельсы типов Р50, Р65 и Р75 не удовлетворяют этому требованию — на грузонапряженных участках до 70 % одиночного выхода рельсов составляет выход по дефектам головки, преимущественно по дефекту 21 из-за недостаточной контактной выносливости металла головки.
По мере приближения площадки контакта к боковой выкружке головки рельса изменяется напряженное состояние контактной зоны (сказывается близость края), снижается несущая способность металла головки. В этом случае при Т/ = 0 расчет выполняют по методике В. Ф. Яковлева. Ему удалось экспериментальными работами на моделях из эпоксидных смол способом электротензометрических измерений с применением шестикомпонентных розеток деформаций, позволяющих исследовать объемное напряженное состояние, получить количественные значения поправочных коэффициентов на величины относительных деформаций по главным осям £рБ, рассчитанным по теории Герца—Беляева. Приближение точек измерения контактных деформаций при экспериментах производилось последовательными и односторонними срезами части исследуемой модели — приближением датчиков, размещенных по оси рельса, к боковой грани.
Структурная формула для определения относительных контактных деформаций имеет следующий вид:
ст = Дстг-Б; аь; ак; ау; ад агЬ; ам), где аг"Б — контактные напряжения, вычисленные по теории Герца-Беляева; W, ад; ад; ад; art; «м — коэффициенты, учитывающие влияние соответственно разме-
Рис. 4.37. График зависимости коэффициентов п\ и иг от отношения r/R
ров головки и контактной площадки, близости края, уклона боковой грани, радиусов колеса и головки рельса, радиуса поверхности контакта и размеров площадки, микронеровностей на поверхности катания головки.
Последовательность решения задачи следующая:
определяются относительные деформации по главным осям по теории Герца-Беляева (е£-б; е£-б; ef-B);
Г—К на полученные значения е) вво-дятся поправочные коэффициенты е(Г-бП a, = Е/,
по значениям ел, ъу и е2 определяют для объемного напряженного состояния контактные напряжения
И ^2’
определяют эквивалентные напряжения и производят их оценку сравнением с величиной контактной выносливости металла головки рельса стэкв [стконт-устал]'
Исследованиями на моделях найдено, что деформации за счет влияния края [расположение силы на расстоянии (0,5+4,0)ft от края] увеличиваются: вертикальные — в 2,0—2,5 раза, горизонтальные поперечные — в 3,0— 3,2 раза, продольные — в 4,0—6,0 раз (рис. 4.38).
При проскальзывании колес по рельсу реализуются, кроме нормальной, касательные составляющие (продольные и поперечные) контактной нагрузки колеса (рис. 4.39), равные т =f Pi- С увеличением x= fp точка с наибольшими касательными напряже-241
Рис. 4.38. Зависимость относительных деформаций в головке рельса от месторасположения площадки контакта (7, 2)
ниями приближается к поверхности головки, а значение ттах увеличивается (при f = 0,2 значение ттах = О,34ро, при / = 0,3 значение ттах = О,38ро). При проскальзывании колеса возникают на поверхности катания головки большие растягивающие и сжимающие напряжения, которые могут привести к образованию поверхностных разрывов металла (насечек), протиров и др. Опасны поперечные проскальзывания колес относительно головки рельса, особенно в тех случаях, когда контактная площадка располагается в зоне или вблизи боковой выкружки головки. Неисправности пути (угол в плане, перекос и др.) приводят к резким поперечным перемещениям колесных пар подвижного состава, к пластической деформации металла головки, образованию контактно-усталостных дефектов.
Метчел и Альбек (США) на базе исследований моделей динамических сил взаимодействия пути и подвижного состава на ЭВМ предложили учитывать касательные составляющие контактного давления через коэффициент ф1. Если касательная сила тягиткт соответствует максимальной по сцеплению (при
1 Коэффициент <р, полученный Метчелом и
Альбеком, использован Г. М. Шахунянцем для
расчета напряжений по методике Герца-Беляева.
242
мерно, 1/3 от нормальной), принимают коэффициент ф = 1,4; при ткт = 0, ф = 1,0. Отсюда наибольшее сжимающее напряжение, МПа,
Ро = 'иоФЛ'-^-'О'2- (4.118)
При износе головки рельса, когда ее можно принять за плоскость,
Ро=ОЛ18ф^Е? 10-3;
А
а =1,52^4^10’3 *;
Ь\Е itab\ со--у-’
где Ь\ — полная ширина контактной площадки (поперек головки рельса); для рельсов Р50 и Р65 Ь\ соответственно равна 4,6-10-2 и 4,9-10'2 м2; Рдин — нагрузка от колеса на головку рельса, Н; Е = = 0,21-Ю6 МПа; R — радиус колеса, м.
При введении в расчет касательных сил с использованием коэффициента Метчела (для случая плоской головки) значение сжимающего напряжения в центре контактной площадки-р$ при давлении в 105 Н и 2,5-105 Н увеличивается (при ф = 1,4) соответственно до 556 и 878 МПа. Для термически обработанных рельсов современного производства расчет с качением колеса как цилиндра по плоскости будет менее точен, чем для термически необработанных рельсов.
Опыт эксплуатации показывает, что возникновение дефектов в головке обычно начинается в сечениях пути, где систематически возникают максимальные динамические силы взаимодействия. В металле головки происходят различные процессы; наклеп, старение, снижение физико-механических характеристик металла, зарождение
Рис. 4.39. Растягивающие и сжимающие напряжения, реализуемые на границе контактной площадки вдоль (а) и поперек (б) головки при проскальзывании колеса
разноориентированных поверхностных и внутренних усталостных микросдвигов и микротрещин с последующим образованием магистральной трещины. Этому способствует загрязненность металла головки неметаллическими строчечными включениями. Примерная схема развития контактно-усталостного дефекта такова. В незакаленных рельсах бесстыкового пути, например типа Р65 (при средней статической нагрузке 190—210 кН, железобетонных шпалах, щебеночном балласте, грузонапряженности 60 млн т-км брутго/км в год, скорости движения грузовых поездов 70—80 км/ч и при наработке порядка 200—250 млн т брутто) по длине плети в зоне, близко расположенной к боковой выкружке (рис. 4.40, а), появляются микротрещины. По мере дальнейшей эксплуатации они развиваются неравномерно и некоторые из них, обычно ко времени наработки 500— 600 млн т брутто, достигают 15—20 % и более площади сечения головки.
В это время или несколько раньше они обнаруживаются ультразвуковыми, а затем и магнитными дефектоскопами (рис. 4.40, б).
К моменту капитального ремонта пути, помимо одного-двух остродефектных сечений на протяжении сварной плети, может быть еще несколько мест, где внутренние повреждения еще малы (до 5—10 % площади сечения головки) и не обнаруживаются типовыми дефектоскопами.
Из изложенного следует:
наибольший выход рельсов (особенно тяжелых типов) на железных дорогах имеет место по дефектам головки (при рельсах типов Р65 и Р75 порядка 70 % и более);
зарождение трещины по дефекту 21 происходит в зоне боковой выкружки, примерно на глубине 5—12 мм (при воздействии вагонов с нагрузкой от колесной пары на рельсы 250—270 кН — на большей глубине) и удалении от боковой грани головки на 8—12 мм;
Рис. 4.40. Примерная схема развития поперечной трещины (а) и оценка ее размера (б):
1 — примерная зона зарожаения дефекта; 2 — зона нечетной фиксации трещины; F — процент площади дефекта от площади головки; / — линейный размер трещины от боковой грани головки
243
зона, примыкающая к боковой грани, в силу иного напряженного состояния имеет значительно меньшую, чем средняя часть головки, несущую способность1;
очаг дефекта зарождается, как правило, в зоне расположения строчечных неметаллических включений (продуктов раскисления и др.);
возникновение дефектов раньше (при меньшей наработке) начинается в сечениях пути, где систематически реализуются большие динамические силы взаимодействия из-за длительно неуст-раняемых неисправностей пути и в пологих и средних2 * * кривых (R > 650 м).
Напряжения в зоне перехода головки в шейку рельса. При оценке надежности1 рельсов типов Р50 и Р65 со значительно просроченным сроком службы и в других случаях важно определить напряжения, возникающие в зоне перехода головки в шейку рельса при загру-жении его колесной нагрузкой.
В 1949 г. В. Н. Даниловым был предложен аналитический метод расчета номинальных напряжений под головкой рельса при действии вертикальной и горизонтальной нагрузок. Решение основано на раздельном исследовании деформаций головки в плоскости симметрии рельса, а также ее горизонтального изгиба и кручения.
1 В США для повышения контактной прочности головка рельсов прокатывается более выпуклой, чем в России — оиа очерчена последовательно радиусам 254; 31,8 и 14,5 мм (в России соответственно 500; 80 и 15 мм). Этим контактная
площадка отодвигается от боковой грани голов-
ки. В процессе эксплуатации изменяющийся за счет износа поперечный профиль головки периодически (1—2 раза в год) восстанавливается шлифовкой вращающимися абразивными кругами.
2 Кроме крутых кривых, где, во-первых,
часть дефектов контактного происхождения (де-
фект 11) снимается гребнями колес по мере их зарождения, во-вторых, рельсы при наработке в 2-3 раза меньшей, чем в пологих кривых, заменя-
ются новыми.
Уравнения, характеризующие деформацию головки рельса в вертикальной плоскости, выглядят следующим образом:
где Е — модуль упругости рельсовой стали (Е = 0,21-106 МПа); со — площадь попере-
2 dU
чного сечения головки рельса, м ; — — относительная деформация оси балки; U — перемещение точки оси головки рельса в направлении х, м; /12 — расстояние от оси головки до уровня критического сечения в зоне перехода головки в шейку рельса, м; ах и ау — коэффициенты упругости, равные значениям силовых реакций основания при единичных перемещениях головки вдоль осей х и у.
Уравнения, характеризующие горизонтальный изгиб и кручение головки рельса, представлены в следующем виде:
£^ + а.2 + афф = 0;
(4120>
<^-Цфф-Цг2 = 0,
где G — модуль сдвига; а: и аФ — коэффициенты, равные значениям силовых реакций основания при единичных перемещениях центра тяжести головки вдоль оси г и поворота его на единичный угол ф относительно продольной оси; цг и цф — реактивные моменты, возникающие при единичном перемещении головки вдоль оси z и соответственно при повороте головки на единичный угол ф вокруг продольной оси.
Шейка рельса рассматривается как ряд консольных балок, защемленных в подошве. Для учета концентрации напряжений в расчет вводятся коэффициенты, определяемые экспериментальным путем.
В 1960 г. в ЛИИЖТе разработан приближенный аналитический метод
244
определения напряжений концентрации под головкой железнодорожных и крановых рельсов о2 от действия вертикальной внецентренной (приложенной к головке с эксцентриситетом е) колесной нагрузки Рдан.
По этому методу напряжения, МПа, с учетом коэффициентов концентрации определяются по формуле:
Р 4гз—
‘ 2dx 4hmI 1
З/’дице yl ЁАщ „ к df х 12ЛШ(7/К2
• ЮЛ (4.121)
где и Лш — соответственно средняя толщина и высота шейки (между точками пересечения линий, являющихся продолжением опорных плоскостей головки и подошвы рельса), м; di — толщина шейки в критическом сечении, м; I— момент инерции головки относительно горизонтальной оси, проходящей через центр тяжести головки, м, 7К — момент инерции головки на кручение, 4 Е
м ; G = —--------модуль сдвига, МПа
2 (1 + р)
(ц — коэффициент Пуассона); С । и С 2 — коэффициенты концентрации напряжений соответственно осевого сжатия и изгиба, зависящие от r/d\ и r/dm (рис. 4.41); г — радиус выкружки; е — эксцентриситет приложения вертикальной нагрузки, м.
Для нахождения критического сечения необходимо нижнюю грань головки (рис. 4.42) продолжить до пересечения с вертикальной осью симметрии рельса и полученную точку соединить с центром выкружки О^. Если через точку пересечения вспомогательной линии с контуром рельса провести горизонтальную линию — это и будет теоретическое положение критического сечения.
Зависимости напряжений концентрации под головкой о2 от величины нагрузки, эксцентриситета и жесткости основания приведены на рис. 4.42.
Рис. 4.41. Зависимость коэффициентов концент-К к
рации напряжений Ci и С г соответственно от r/d\ и r/dm
При эксцентриситете е = 0,24-10~2 м и нагрузке от колеса 150 кН напряжения под головкой рельса Р65 равны 185 МПа, а увеличение вертикальной нагрузки до 250 кН приводит к росту напряжений о2 до 308 МПа. Эквивалентные напряжения, подсчитанные по четвертой теории прочности, на 4—7 % оказываются меньше а2. Поэтому в приближенных расчетах полученные напряжения ст2 могут сравниваться с допускаемыми значениями, которые для незакаленных рельсов принимаются равными 350/1,2 = 290 МПа, для стали, раскисленной комплексными лигатурами, и термоупрочненных рельсов — 400/1,2 = 330 МПа (1,2 — коэффициент запаса на несовершенство расчетной схемы).
Для прямых участков при соблюдении норм содержания железнодорожного пути по подуклонке рельсов наиболее вероятным значением эксцентриситета е будет 1,2-10-2 м, в кривых эксцентриситет имеет большую величину.
При действии на головку рельса горизонтальной поперечной силы подго-245
ловочные напряжения, МПа, определяют по формуле:
6Н о. =
где Н — горизонтальная нагрузка, Н; а — расстояние от центра тяжести головки рельса до критического сечения, м; ун — ордината приложения горизонтальной силы; уи > 0, считая от центра тяжести головки рельса вверх; р и а — коэффициенты, которые определяются по нижеприведенным формулам.
р-У1б4/.'“ /12Лшб/к'
(4.123)
где 1: — момент инерции головки рельса относительно вертикальной оси, м4.
Сопоставление результатов эксперимента, выполненного с помощью электротензометрической аппаратуры и датчиков с рабочей базой 1,0 мм, и расчета по аналитическому методу при воздействии на головку вертикальной силы показывает удовлетворительное их соответствие. Так, при нагрузке от колеса 150 кН и эксцентриситетах 11 и 22 мм расхождение по рельсам типа Р43 составляет от 1,4 до 13,8 %, а по рельсам типа Р50 — от 4,4 до 9,9 %.
Исследования выявили значительное влияние на величину подголовочных напряжений вертикального износа
головки рельсов, радиуса выкружки, толщины шейки, эксцентриситета приложения нагрузки, износа валков прокатного стана, коррозии металла в зоне выкружки и др.
Под головкой рельса имеет место сложное напряженное состояние. Для оценки прочности головки определяются эквивалентные напряжения
оэкв = а/(о. - ох)2 + ах а. + Зт2 S —r^-,(4.124) где сх — напряжения изгиба головки в критическом сечении, МПа; т— касательные напряжения, МПа; [о0р2] — условный предел текучести рельсовой стали; к3 — коэффициент запаса, равный 1,2.
Как следует из графиков, при вертикальной нагрузке колеса 150 кН и е = = 24 мм расчетные подголовочные напряжения в рельсах типа Р43 превосходят допускаемые. В главных путях на второстепенных линиях еще продолжают лежать такие рельсы и более легкие, с большим износом. Строгое соблюдение на таких участках норм подуклон-ки рельсов имеет важное значение для обеспечения безопасности движения поездов. Рельсы типа Р50, лежащие на участках с обращением грузовых вагонов с нагрузкой от колесных пар 230— 235 кН, и особенно рельсы с просроченным сроком службы не удовлетворяют условию прочности по подголо
Ф di-ffPffiiH) при е-гчнн г) dr f(e) при РД11Н -150 кН
Рис. 4.42. Местные напряжения концентрации:
а — положение критического сечения; б — эпюра напряжений; в, г — графики зависимости напряжений под головкой от величины нагрузки и эксцентриситета; 1 — вспомогательная линия; 2 — теоретическое положение критического сечения
246
вочным напряжениям и должны в плановом порядке заменяться на рельсы типа Р65.
Напряжения в зоне перехода шейки в подошву рельса. Шейка с подошвой рельса сопрягается по радиусу, большему, чем с головкой (20 мм для рельсов Р50 и 25 мм для рельсов Р65 и Р75). Это сделано для того, чтобы при вогнутом очертании подошвы или верхней постели подкладки, при которых может возникнуть опирание подошвы рельса краями на подкладку, избежать выколов подошвы (рис. 4.43).
При качественном изготовлении рельсов и скреплений напряжения концентрации в зоне перехода шейки в подошву рельса в 2—3 раза ниже, чем в зоне перехода головки в шейку рельса. Критическое сечение определяется аналогично (графически) рассмотренному выше для подголовочных напряжений.
Напряжения в зоне болтовых отверстий. Рельсовая нить в зоне механического стыка под воздействием колесной нагрузки прогибается больше, чем в средней части звена, вследствие недостаточной жесткости накладок на изгиб, ослабления затяжки стыковых болтов, износа опорных поверхностей накладок и др.
Колесо при движении через стык ударяет по принимающему концу рельса. Этому способствуют растянутые стыковые зазоры, смятие головки рельса и др. На пути с деревянными шпалами в зависимости от состояния стыка сила удара достигает 150—300 кН: на пути с железобетонными шпалами она больше — зимой может доходить до 400—600 кН. В результате реализации больших сил взаимодействия имеют место изломы рельсов по болтовым отверстиям.
Силу и скорость соударения колеса и принимающего конца рельса при проходе через стык В. Н. Данилов рекомендует рассчитывать по формуле:
= <4Л25>
где <руд— угол перелома рельсовой нити в стыке; фуяс ростом скорости уменьшается,
Рис. 4.43. Дефект подошвы, приводящий к неправильному опиранию рельса на подкладку:
I — искривление подошвы; 2 — эпюра моментов
так как колесо не успевает полностью опуститься в стыковую неровность (время действия силы удара — десятитысячные доли секунды); vn — скорость движения поезда; Ск — жесткость системы "колесо—рельс" в зоне стыка; вертикальная и горизонтальная жесткости рельсовой нити в стыке примерно в 1,25—1,5 раза меньше, чем в промежуточной зоне; QH — неподрессоренный вес, приходящийся на одно колесо; Qp — приведенный вес рельса; для ориентировочной оценки можно принять Qp » (0,7—0,8)2 (2 — вес промежуточной зоны рельса); g — ускорение свободного падения.
Трещины усталости в зоне болтовых отверстий проходят обычно перпендикулярно направлению наибольших нормальных напряжений — под углом около 45° к нейтральной оси рельса.
Увеличение длины накладок приводит к снижению максимальных растягивающих напряжений в зоне болтовых отверстий. Концентраторы напряжений в виде заусенцев, образующихся при выходе сверла из шейки рельса, способствуют возникновению трещин. Раззенковка болтовых отверстий позволяет снять концентраторы напряжений, а обжатие отверстий конусными оправками — создать остаточные напряжения сжатия по контуру болтовых отверстий и снизить выход рельсов по этому дефекту. Четырехдырные накладки длиной 800 мм к рельсам типов Р65 и Р75 не обеспечивают надежную работу стыка, особенно в кривых радиусом R < 650 м.
247
4.8. УСТОЙЧИВОСТЬ ПУТИ ПРОТИВ ПОПЕРЕЧНОГО СДВИГА ПОД ПОЕЗДОМ
Поперечный сдвиг рельсошпальной решетки под поездом представляет прямую угрозу безопасности движения и не должен допускаться. При этом остаточные поперечные сдвижки даже очень малой величины (до 0,2—0,4 мм) могут накапливаться, что может привести к внезапной потере устойчивости — выбросу бесстыкового пути или пути с длинными рельсами при "слитых" зазорах летом.
Эксперименты ВНИИЖТа показали, что вероятность одновременного сочетания максимальных вертикальных и максимальных горизонтальных воздействий в одном и том же сечении пути ничтожно мала.
Очевидно, что наиболее неблагоприятным, т. е. расчетным случаем будет воздействие на путь в кривом участке направляющей оси первой тележки экипажа. Поэтому горизонтальная поперечная сила (боковая сила на наружную рельсовую нить) 1% принимается максимально вероятной величины, а вертикальные нагрузки Р| (на наружный рельс) и Pj (на внутренний) принимаются средними (рис. 4.44). При этом вертикальные давления рельсов на расчетную шпалу под первой осью тележки также будут средними и равными:
Qi = Q2=Q = 2yP, (4.126) где кв — коэффициент относительной жесткости подрельсового основания и рельса в
вертикальной плоскости, м"1; / — расстояние между смежными шпалами, м.
Удерживающая сила (Руд), равная сопротивлению поперечному сдвигу шпалы в балласте (см. выше формулу 4.17) под колесом:
Гуд = 2ш = Сторц + 2под + ^Сбок +
+ F^C0 + 2Qfa, (4.127)
где Со — сопротивление шпалы поперечному сдвигу в балласте при отсутствии поезда, т. е. Со = бторц + Свод + 22бок! Ftp — сила трения шпалы по балласту, мобилизуемая под вертикальной, нагрузкой на шпалу от колесной пары 2Q; /ш — коэффициент трения шпалы по балласту; для деревянных шпал/ш = 0,35+0,40 на щебне,/ш = 0,30+0,40 на асбесте и /ш = 0,30+0,45 на гравии; для железобетонных шпал /щ « 0,45 на щебне и /ш ж 0,40 на асбесте.
Поперечная сдвигающая сила, действующая на шпалу от наружного рельса и направленная наружу кривой, составит:
V
(4.128)
где кг — коэффициент относительной жесткости подрельсового основания и рельса в горизонтальной плоскости, м-1.
Поперечная сила, действующая на шпалу от внутреннего рельса и на-
Рис. 4.44. Расчетная схема при поперечном сдвиге пути в кривой под поездом: Ло — возвышение наружного рельса
248
Таблица 4.8. Коэффициенты к» и кг, м"’ для пути с деревянными шпалами
Тип рельса Эпюра шпал, штУкм Балласт при вертикальном износе головки, мм кг
б 9
Р65 1840 Щебень 1,000 1,018 1,440
Гравийно-песчаный 0,951 0,967 1,440
2000 Щебень 1,023 1,040 1,510
Гравийно-песчаный 0,971 0,998 1,510
Р50 1840 Щебень 1,155 1,177 1,610
Гравийно-песчаный 1,098 1,116 1,610
2000 Щебень 1,181 1,203 1,680
Гравийно-песчаный 1,122 1,143 1,680
правленная внутрь кривой (как сила трения по головке этого рельса Р/р> см. рис. 4.44), составит:
_ kJ
*ш-2 = -/Ур-р (4.129)
где /р — коэффициент трения скольжения колеса по рельсу при повороте в горизонтальной плоскости;/р = 0,25+0,45.
Знаком "—" обозначено направление силы Нш_2 внутрь кривой, т. е. в сторону, противоположную сдвигу пути.
Суммарная сила, сдвигающая шпалу:
_ kJ
Т’сдв = "ш-1 + "ш-2 - (Уб - Pfv) -f. (4.130)
Коэффициент устойчивости против поперечного сдвига пути под поездом может быть определен как соотноше
ние удерживающей (Туд) и сдвигающей (Тсда) шпалу сил:
-kJ
Туд Со + 2Р-|-/ш
П= Т" Т~кТ m (Уб-Р/р)у
или (после сокращения на ^)
2С0 _ ~Г + 2Рк/ш
'-oTW (4Л31>
При п = 1,0 имеет место предельное равновесие. Из формулы (4.131) получим допустимое соотношение горизонтальной и вертикальной нагрузок на рельс (при п = 1,0), которое принимается в качестве условия недопущения по
та б л н ц а 4.9. Нормативы поперечных сил от одной колесной пары
Тип рельса (балласт) Предельно допускаемая рамная сила Ур, кН
Вагоны Локомотивы
Р50 (щебень, асбест) Ур £ 8,8 + 0,36Ро Ур 5 10,5 + О,437*о
Р65 (щебень, асбест) Ур5 10,4 + 0,427*0 Ур 5 12,5 + 0,507*0
Р75 (щебень, асбест) Ур 5 11,4 + 0,467*0 Ур 5 13,7 + О,56Ро
Р50, Р65, Р75 (песок, гравий) Гр 5 0,37*0 Ур 5 0,37*0
Примечание. Ро — вертикальная осевая нагрузка. кН.
249
перечного сдвига пути под поездом в кривых:
2С0
Т^+2Ч+/₽- (4J32)
Сопротивление поперечному сдвигу одной шпалы (при отсутствии поезда) зависит от степени уплотнения, загрязненности и влажности балластного слоя и может находиться в границах: Со« 2-5-6 кН. Коэффициенты относительной жесткости подрельсового основания и рельса кв и кг приведены в табл. 4.8.
Результаты расчета по формуле (4.132) рекомендуется сопоставлять с нормативами ВНИИЖТа, регламенти
рующими допускаемые поперечные воздействия колес вагонов и локомотивов на путь по условию предотвращения сдвига звеньевого пути с деревянными шпалами под поездом (табл. 4.9).
В проекте типовой методики испытаний по воздействию на путь подвижного состава рекомендуется следующее ограничение рамных сил:
Ур £ 12,5 + О,34Ро — для щебеночного и асбестового балластов;
Ур £ О.ЗОРр — Для песчаного и гравийного;
Ур < О,25Ро — для балласта с глинистыми включениями.
Зависимости между величинами боковых (Ур) и рамных (Ур) сил от по
Рис. 4.45. Зависимость боковых (Ус) и рамных (Ур) сил от поперечных непогашенных ускорений (анп) при тормозных силах № (вагой ЦНИИ-ХЗ— 230 кН/ось; первая ось первой тележки)
250
перечных непогашенных ускорений в кривых (анп) при различных режимах ведения поезда (тормозных силах Nr) приведены на рис. 4.45 (О. П. Ершков, ВНИИЖТ).
Пример. Определить устойчивость против поперечного сдвига пути с рельсами Р50 (вертикальный износ 9 мм) с деревянными шпалами (2000 шт./км) и гравнйно-песчаным балластом в кривой радиуса R -= 320 м при проходе грузового вагона (230 кН/ось) со скоростью 70 км/ч. Возвышение наружного рельса в кривой Ло -= 100 мм. Состояние пути неудовлетворительное, загрязненность балласта 35 % (по объему).
Величина поперечного непогашенного ускорения необрессоренных масс вагона
V2 а«п=з,б2/Г
Ло 702 о о, ЮО , ,
Боковая сила (Уб) составит (по рис. 4.45) в режиме тяги (ЛГТ = 0) Уб = 80 кН; в режиме торможения (Ут = 1000 кН) Уб = 117 кН.
Соотношение боковых сил с вертикальной нагрузкой на колесо составляет:
при тяговом режиме движения
80 115"
0,7;
Р
при торможении поезда
^б
117_
= 115
1,02.
С учетом состояния пути примем минимальные значения расчетных параметров в условиях высокой влажности (см. табл. 4.8): Со = 2 кН, /ш = 0,30, /р = 0,25, кл = 1,143 м’1,*г= 1,680 м-|,/ = 0,5м.
Предельная поперечная устойчивость рельсошпальной решетки под поездом обеспечивается при выполнении условия (4.132):
21 2-2
Р 115 • 1,680 - 0,50
1 143
+ 2-0,3074^+0,25» 0,65.
l,OoV
Так как расчетные соотношения 0,7 (тяга) и 1,02 (торможение), то гарантировать предотвращение сдвига пути под грузовым поездом в заданных условиях нельзя. Вывод: необходимо улучшить состояние и усилить конструкцию пути для обеспечения безопасного пропуска тяжеловесных поездов.
4.9. НАДЕЖНОСТЬ ВЕРХНЕГО СТРОЕНИЯ ПУТИ
4.9.1. Основные понятия, термины и показатели надежности пути
Обычно в теории надежности все термины и определения даны применительно к техническим объектам.
Объект — предмет определенного целевого назначения. Объектами могут быть системы и их элементы.
Система — это техническое устройство, состоящее из конструктивно и функционально объединенных элементов, предназначенных для выполнения
практических задач. Элементы как часть системы не имеют самостоятельного (вне системы) эксплуатационного назначения и выполняют в ней заданные функции.
Различают два основных состояния объектов: работоспособное и неработоспособное.
Работоспособное состояние (работоспособность) — состояние объекта, при котором он способен выполнять заданные функции, сохраняя значения заданных параметров в пределах, установленных нормативно-технической документацией.
251
Исправное состояние (исправность) — состояние объекта, при котором он соответствует всем требованиям, установленным нормативно-технической документацией.
Противоположными понятиями являются неработоспособность и неисправность. Неисправность может не оказывать влияния на работоспособность (например, нарушение окраски объекта). Между тем потеря работоспособности всегда связана с его неисправностью. Неисправность по мере ее нарастания может привести к нарушению работоспособности (например, слабая затяжка стыковых болтов).
Отказ — событие, заключающееся в нарушении работоспособности. Понятие отказа является одним из важнейших в теории надежности.
При частичном отказе изделие перестает выполнять какую-либо одну или несколько функций или выполняет свои функции, но с пониженными параметрами (пропуск поездов осуществляется с пониженными скоростями).
При полном отказе объект перестает выполнять все функции. Так, излом рельса приводит к остановке движения поездов, т. е. к полному отказу.
Постепенный отказ проявляется в постепенном изменении одного или нескольких заданных параметров объекта. Причинами его обычно бывают износ, коррозия, усталость и другие постепенно нарастающие изменения в деталях и узлах конструкции пути.
Внезапный отказ возникает неожиданно и проявляется в скачкообразном изменении параметров пути. В зависимости от назначения и характера функционирования объекты подразделяются на невосстанавливаемые и вос-252
станавливаемые в процессе эксплуатации. В качестве невосстанавливаемых объектов принимают такие, работа которых после отказа считается невозможной или нецелесообразной (лопнувший рельс стандартной длины). В качестве восстанавливаемых — такие, работа которых после отказа может быть возобновлена в результате проведения необходимых восстановительных работ (лопнувшая бесстыковая рельсовая плеть).
Надежность есть свойство объекта выполнять заданные функции, сохраняя эксплуатационные показатели в заданных пределах в течение требуемых промежутков времени или наработки. Надежность включает в себя понятия безотказности, долговечности и ремонтопригодности.
Наработкой называется продолжительность или объем работы объекта. Для железнодорожного пути это количество пропущенного тоннажа в миллионах тонн брутто.
Безотказность — свойство объекта или системы непрерывно сохранять работоспособность в течение некоторого времени или некоторой наработки.
Долговечность — свойство объекта или системы сохранять работоспособность до наступления предельного состояния при установленной системе текущего содержания и ремонтов.
Ремонтопригодность — свойство объекта, заключающееся в приспособленности к выполнению его ремонта и текущего содержания.
Для перемонтируемых изделий свойства безотказности и долговечности совпадают, так как их предельным состоянием является первый отказ.
Показатели надежности — это количественная характеристика одного или нескольких свойств, составляющих
надежность объекта. Численные значения показателей могут быть выражены размерными или безразмерными величинами. Формулировка показателя обычно отражает и способ определения его численного значения расчетным или опытным путем.
Для оценки надежности невосстанавливаемых объектов используют вероятностные характеристики случайной величины — наработки Т объекта от начала его эксплуатации до первого отказа. Критериями надежности невосстанавливаемых объектов являются:
вероятность безотказной работы
плотность распределения наработки до отказа
интенсивность отказов Х(0;
средняя наработка до первого отказа Тср.
Вероятностью безотказной работы называется вероятность того, что при определенных условиях эксплуатации в заданном интервале времени или в пределах заданной наработки не произойдет ни одного отказа.
Согласно определению
P(t) = P(T>t), (4.133)
где t — время или наработка, в течение которой определяется вероятность безотказной работы; Т — время или наработка от начала до первого отказа.
Вероятность безотказной работы по статистическим данным об отказах оценивается выражением
р(о=-^, (4134>
где No — число объектов в начале испытаний; 2V(ti) — число безотказно проработавших объектов к моменту времени Ц.
При большом числе_ объектов Nq статистическая оценка Р(0 практически совпадает с вероятностью безотказной работы Р(0. На практике иногда более удобной характеристикой является вероятность отказа F(i).
Вероятностью отказа называется вероятность того, что при определенных условиях эксплуатации в заданном интервале времени возникнет хотя бы один отказ. Отказ и безотказная работа являются событиями несовместимыми и противоположными, поэтому
F(t) = P(Tst);
rUD F(t) = \ - P(t); F(t^^-/vo
>(4.135)
где r(tj) — число отказов к моменту времени ti.
Плотностью распределения наработки до отказа называется отношение числа отказавших объектов в единицу времени к первоначальному числу испытываемых объектов при условии, что все вышедшие из строя объекты не восстанавливаются.
Плотность распределения наработки до отказа Дг) является дифференциальной формой закона распределения наработки до отказа:
Д0 = -Р'(0 = Р(0:
, , >(4.136)
ДО» (ДОЛ; ДО» 1 - (ДОЛ .
Плотность ДО является неотрицательной функцией, причем
00 (лол=1. о
График ДО часто называют кривой распределения наработки до отказа.
Статистическая оценка плотности вероятности безотказной работы имеет вид
ДО = (4.137)
где щ — число отказавших изделий в интервале времени Д t.
253
Интенсивностью отказов называется отношение числа отказавших объектов в единицу наработки к числу объектов, безотказно работающих к рассматриваемому моменту времени:
X(t,) = л,/Д (4.138)
Вероятностная оценка интенсивности отказов находится из выражения
Х(/)=Д0/Л0. (4.139)
Интенсивность отказов представляет собой условную плотность вероятностей возникновения отказа невосста-навливаемого объекта, определяемую для рассматриваемого момента времени или наработки при условии, что до этого момента отказа не произошло.
Интенсивность отказов и вероятность безотказной работы связаны между собой зависимостью
P(t) = Я’Ж (4.140) о
Важнейшей из характеристик является средняя наработка до первого отказа, которая определяется как математическое ожидание величины с.
оо оо
4=rcp=^'H=-pW = о о
оо оо
= -/?(/){+ р»(ОЛ. (4.141) о о
Так как t положительно и Р(0) = 1, а Р(оо) = 0, то
СО
Тср=]Р(/)Л. (4.142)
о
По статистическим данным об отказах средняя наработка до первого отказа вычисляется по формуле
"о
Т =(Zt)/N0, (4.143)
г t
где ti — время (наработка) безотказной работы i-го образца изделия; No — число испытуемых образцов.
Основной характеристикой рассеивания случайной величины является дисперсия этой величины, которая определяется как
D'=S(t-TcpMi)dt. (4.144) о
Статистическая оценка дисперсии величины t имеет следующий вид:
",
D^.-T^Wo-l). (4.145)
I
За меру рассеивания принимают также среднее квадратическое отклонение (или стандарт), равное квадратному корню из дисперсии, взятому с положительным знаком
S( = c( = VZ\. (4.146)
Если нужно оценить степень рассеивания ряда при помощи безразмерной характеристики, то в этом случае используют коэффициент вариации, определяемый как
S,
v, = ^. (4.147)
'ср
Рассмотренные критерии надежности позволяют достаточно полно оценить надежность невосстанавливаемых изделий. Они также позволяют оценить надежность восстанавливаемых изделий до первого отказа.
254
4.9.2. Модели эксплуатационных отказов элементов
верхнего строения пути
Исчерпывающей характеристикой надежности устройств с непрерывным характером работы служит закон распределения времени безотказной работы. Если известен вид закона и его параметры, то легко определить любую, интересующую нас, характеристику надежности.
В качестве теоретических распределений наработки до отказа могут быть использованы любые, применяемые в теории вероятностей, непрерывные распределения. Наиболее распространенными законами распределения отказов являются экспоненциальный и нормальный.
Экспоненциальное распределение характерно для внезапных отказов элементов и систем. Плотность вероятности экспоненциального распределения случайной величины задается уравнением
ДО = ке-^‘ = X ехр( -Х0, (4.148)
где X — интенсивность отказов — величина, обратная наработке до отказа X = 1 /Tip,’ е — основание натуральных логарифмов.
Если отказы исследуемых объектов подчиняются экспоненциальному закону, то для данного объекта в данных условиях эксплуатации X = const, т. е. в равные промежутки наработки число отказавших объектов, приходящихся на каждый оставшийся работоспособным к этому моменту наработки, будет постоянным.
Другие характеристики экспоненциального распределения: средняя наработка до первого отказа = 1/Х; дисперсия Dt = вероятность безотказной работы
Р(0»е-Ч (4.149)
Нормальный закон распределения (закон Гаусса) часто хорошо согласует
ся с экспериментальными данными при испытаниях на надежность. Это относится прежде всего к таким процессам, при которых отказы вызываются многими равновлияющими причинами. Параметрами распределения для нормального закона являются Гср и cst. Плотность распределения случайной величины задается уравнением
= <4J50)
Расчеты удобно производить, если указанное выражение привести к более простому виду. Для этого начало координат надо переместить на ось симметрии, т. е. в точку Гср и наработку представить в относительных единицах, а именно в частях, пропорциональных среднему квадратическому отклонению. При этом необходимо заменить переменную величину другой
x = (t-Tcp)/c,, (4.151)
а величину среднего квадратического отклонения принять ст, = 1. Тогда в новых координатах получим так называемую центрированную и нормированную функцию, плотность распределения которой
Ф(х) = ^~е-у. (4.152)
Значения этой функции приведены во многих математических справочниках. Площадь под кривой ф(х) в пределах - оо < х < оо равна 1.
Интегральная функция
X X 2
Г0(х) = J Ф(х)</х = f е - Т* (4 153)
- оо - оо
которая является функцией нормального распределения, также протабулиро-вана и ею удобно пользоваться при расчетах.
255
Значения функции Fq(x), приведенные в таблицах, даются обычно при .х £ 0. Если х оказывается отрицательным, надо воспользоваться формулами
Fo( -х) = 1 - F0(x); <р( —х) = ф(х). (4.154)
Обратный переход от центрированной и нормированной функции к исходной делается по формулам:
F(f) = F0(x) = F0[(t - Тср)/ст,]; (4.155)
ДО = Ф(х)/а, = — ф[(г - Тср)/а,]. (4.156) а,
можно оценить по методу квантилей следующим образом.
Считаем, что за время ц вероятность выхода из строя испытываемых объектов составляет
R(Q
(4-159) /vo
Для этой вероятности определяем квантили ир и составляем R уравнений:
^ср + =
Иногда пользуются нормированной функцией Ф0(х) с другими пределами интегрирования, определяемой выражением
^ср + ~ Ч > (4.160)
X
(4.157)
^ср + ~ 1г
и называемой нормированной функцией Лапласа. Очевидно, что для х £ 0
F0(x) = 0,5 + Ф0(х).
При этом следует учитывать, что Ф0(х) функция нечетная, т. е.
Фо( - х) = - Ф0(х). (4.158)
Эксплуатировать конструкции пути до полного отказа всех элементов невозможно, поэтому для определения параметров распределения используют усеченные выборки.
В случае усеченной выборки, когда в результате испытаний объектов получены R возрастающих значений наработки (R < No) для отказавших объектов 11, ti,..., tr, a N0-r объектов по истечении некоторого времени 1г оста' лись исправными, параметры Тср и ст, 256
Полученную систему уравнений решаем по методу наименьших квадратов, для чего умножим левые части каждого из уравнений системы на (/Р|, ирг.UPr соответственно и все R
уравнений сложим, в результате получим первое, так называемое, нормальное уравнение
7’срЕ£//,( +0,^=2^,.. (4.161)
Второе нормальное уравнение получим суммированием уравнений системы (4.160):
T^R + c.ZUp^ti. (4.162)
Уравнения (4.161) и (4.162) решаем относительно неизвестных Тср и ст, и находим, таким образом, их оценки.
4.9.3. Оценка и прогнозирование надежности рельсов и скреплений
Для оценки надежности рельсов необходимы сведения об их отказах с момента укладки в путь. Такие данные можно взять из ведомостей учета рельсов, снятых с главных путей по изломам, порокам и повреждениям (ПУ-4) и рельсо-шпалобалластных карт.
Данные об отказах рельсов, включаемых в одну совокупность, должны отвечать набору определяющих признаков: по типу рельсов (с учетом термообработки), роду шпал, балласта, плана и профиля пути, а также грузонапряженности, осевым нагрузкам, скоростям движения. Длина анализируемого участка пути определяется необходимой точностью получения показателей надежности рельсов. При планировании статистического эксперимента необходимо предусматривать объем выборки не менее 800 рельсов, т. е. длина анализируемого участка с однотипным верхним строением пути должна быть не менее 10 км. Из многочисленных наблюдений известно, что с ростом пропущенного тоннажа интенсивность отказов рельсов увеличивается.
В теории надежности для систем с возрастающей интенсивностью отказов наиболее часто используется нормальное распределение. Плотность распределения отказов рельсов задается уравнением (4.150), а интегральная функция распределения — уравнением (4.155).
Нормальное распределение является двухпараметрическим: заданием параметров Тер и at полностью определяется распределение.
Данные об отказах рельсов на некотором участке пути представляют собой вариационный ряд случайных чисел наработки до отказа (табл. 4.10).
Квантили Up/ определяются по значениям частости F(/|) с использованием специальных таблиц. Используя данные табл. 4.10, запишем для каждой наработки Z,- уравнения (4.159):
Тт - 2,49с, = 266; Т.п - 1,94а, = 751; Viz I VU 4 '
Tq, - 2,25а, = 429; - 1,70а, = 902;
Тс0 - 2,06а, = 591; Tm - 1,48а, = 1064.
Складывая левые и правые части уравнений, получим
6 Тер - 11,92с, = 4003.
Умножая левые и правые части уравнений на квантили UPj и аналогично складывая, найдем
И,92Тер-24,34с, = 7407.
Значения параметров 7"срист, получим решая систему полученных двух уравнений. Для рассматриваемого случая Тср = 2300 млн т, ст, = 822 млн т. Имея параметры Тср и ст, можно для любой наработки г,- определить вероятность отказа F(/,) = Fo[(/,- - Тср)/ст, ], а также количество отказавших рельсов на километр пути к времени наработки /,•
л(/,.) = Т(г,.)-80,
где 80 — число рельсов длиной 25 м на одном километре пути.
Таблица 4.10. Параметры отказов рельсов
Наработка и, млн т Частота Я(/,). шт/км Частость Квантиль <4-
266 0,52 0,00650 2,49
429 0,98 0,01225 2,25
591 1,58 0,01975 2,06
751 2,10 0,02625 1,94
902 3,60 0,04500 1,70
1064 5,60 0,07000 1,48
257
Конструкция верхнего строения пути является сложной системой, состоящей из многих элементов. При расчете показателей надежности рельсовых скреплений различных типов приходится рассматривать структурные схемы, включающие последовательное и параллельное соединения элементов.
Скрепления проектируют так, что обычно у него нет функционально "лишних" деталей. Отказ любой из них сильно снижает эффективность функционирования узла скрепления, вызывает интенсивный износ соседних деталей и повышает расходы на содержание пути. Поэтому, оценивая надежность скреплений различных типов в условиях нормальной эксплуатации, все элементы необходимо считать соединенными последовательно, а вероятность безотказной работы узла такой системы оценивать по формуле
п
Р/0 = ПР,(0. (4.163)
I- I
где AV) — вероятность безотказной работы <-го элемента.
Оценивая надежность скрепления в экстремальной ситуации, в которой конструкция может находиться ограниченное время, после чего переходит в аварийное состояние, отдельные цепи элементов можно считать параллельными. Безотказность работы элементов цепи
п
Р11(0=1-[1-П/’,(0]2. (4.164)
i = 1
Для "стареющих" элементов в качестве распределения интервала безотказной работы используют обычно нормальное распределение. Для определения параметров нормального распределения Tq, и ст, можно применить метод квантилей в сочетании со способом наименьших квадратов.
Частота отказов элементов рельсовых скреплений типов КБ-65, БП-65,
ЖБР-65 определяется на основании статистических данных об отказах элементов во время эксплуатации. После определения параметров Гср и ст, и вероятности безотказной работы PJft) отдельных элементов скреплений переходят к определению вероятности безотказной работы узлов скреплений. Для этой цели составляются схемы анализа надежности скреплений КБ, ЖБР и БП.
При составлении структурных схем исходным было положение, что система последовательно соединенных элементов работоспособна тогда и только тогда, когда работоспособны все ее элементы. Вероятность безотказной работы системы из последовательно соединенных элементов определим по формуле (4.163).
При параллельном соединении отказ системы происходит тогда и только тогда, когда откажут все параллельные участки схемы. Вероятность безотказной работы участков схемы, состоящей из параллельных цепей, определим по формуле (4.164).
При составлении структурных схем для подкладочных скреплений КБ и БП учитывалось то, что подкладки объединяют работу прикрепителей (клеммных и закладных болтов). Отказ узла скреплений в экстремальных условиях эксплуатации произойдет тогда, когда откажут обе параллельные цепи элементов прикрепителей. У бесподкладочных скреплений ЖБР отказ узла скреплений наступит при отказе любого из его элементов.
Вероятность безотказной работы узлов рельсовых скреплений определяем по формулам:
для узлов скреплений типа КБ
з
Р =[1 -(1 -ПР,)2][1 -
1
4 3
-П-ПР^ПР,]; (4.165)
i-l z-i
258
для узлов скреплений типа БП
5 з
Р =[1 -(1 -ПР^ПР,.; (4.166)
/=1 i=l
для узлов скреплений типа ЖБР
п
Ру = ПР,.. (4.167)
/=1
Однако отказ узла скрепления еще не означает отказа всей системы связей рельса с основанием. Согласно нормативным документам поперечная устойчивость рельсовых нитей и всей рельсошпальной решетки обеспечивается, если нет кустов из трех негодных шпал, а рельсовая нить не расшита более чем на трех или шести шпалах подряд. Справедливость этих требований подтверждается результатами проведенных в последнее время исследований поперечной устойчивости пути на железобетонных шпалах под поездной нагрузкой.
В соответствии с этими требованиями рассмотрим систему, состоящую из последовательно соединенных элементов, каждый из которых имеет по два резервных нагруженных элемента. Предположим, что все элементы системы однотипны, тогда вероятность без-
Рис. 4.46. Кривые вероятности безотказной работы скреплений КБ, БП, ЖБР
отказной работы системы поперечных связей составит
^(0=1(4-168)
Значения вероятности безотказной работы поперечных связей рельсов с основанием, определенные по формулам (4.165—4.168) для пути с железобетонными шпалами и скреплениями типов КБ, БП, ЖБР приведены на рис. 4.46. Из анализа этих данных следует, что наибольшей вероятностью безотказной работы обладают скрепления типа КБ, а наименьшей — скрепления типа ЖБР. Из рисунка видно, что если по участкам пути со скреплениями типа КБ можно пропустить до 350 млн т брутто груза без существенного обновления элементов скреплений, то по пути со скреплениями ЖБР — не более 200 млн т брутто.
9*
259
Раздел 5
КОНСТРУКЦИИ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА. РАСЧЕТЫ ЕГО ПРОЧНОСТИ, УСТОЙЧИВОСТИ И СТАБИЛЬНОСТИ
5.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
5.1.1. Назначение земляного полотна и требования, предъявляемые к нему. Типы конструкций
Земляное полотно — это инженерное сооружение из грунта, на котором размещается верхнее строение железнодорожного пути. Земляное полотно воспринимает с та т и ч е с к и е нагрузки от верхнего строения пути и динамические от подвижного состава и упруго передает их на основание. Земляное полотно предназначено также для выравнивания земной поверхности в пределах железнодорожной трассы и придания пути необходимого плана и профиля.
Земляное полотно — наиболее ответственный элемент железнодорожного пути, его несущая конструкция. Его можно считать как бы фундаментом верхнего строения.
От надежности земляного полотна зависят техническая скорость движения поездов и разрешаемая статическая нагрузка на рельсы, передаваемая от колесных пар вагонов, а через них масса поезда, провозная и пропускная способность линий.
Так как основным материалом земляного полотна является грунт, свойства которого стохастически изменяются при изменении техногенных и природных воздействий, то и состояние земляного полотна, его надежность (способность работать без отказов) также не постоянна. Все это необходимо учитывать при проектировании, строительстве и эксплуатации земляного полотна, 260
рассматривая любой его объект как открытую динамическую систему.
К земляному полотну предъявляются следующие основные требования:
оно должно быть прочным (грунт должен иметь достаточное сопротивление воздействию нормальных напряжений), устойчивым (грунт должен иметь достаточное сопротивление воздействию касательных напряжений), надежным (работать без отказов), долговечным (иметь неопределенно долгий срок службы);
все поверхности земляного полотна, устройств при нем и полосы отвода должны быть спланированы и защищены так, чтобы атмосферная вода нигде не застаивалась и был бы обеспечен максимальный ее сток в стороны или в специальные водоотводные сооружения при минимальной впитываемости в грунт, а текущая вода не размывала бы откосы и основание;
конструкции земляного полотна должны обеспечивать минимальные расходы на их устройство, ремонты и содержание при максимальной возможности механизации и автоматизации работ.
Кроме основных, существуют эксплуатационные требования, предъявляемые к земляному полотну:
оно должно обеспечивать длительную эксплуатацию с минимальными отказами при пропуске современных и перспективных типов подвижного состава при максимальных скоростях
движения поездов и расчетной грузонапряженности проектируемой железной дороги;
быть ремонтопригодным;
быть равнонадежным по протяжению независимо от вида применяемых грунтов и естественного состояния основания;
быть взаимосвязанным с притрассовой автодорогой.
Кроме того СТН Ц-01-95 требует при проектировании новых скоростных, особогрузонапряженных, I и II категорий линий непревышения величины равномерного морозного пучения (с учетом наличия защитного слоя) 20 мм, III категории — 25 мм и IV — 35 мм. Расчетная величина упругих осадок основания по оси пути для дорог скоростных, особогрузонапряженных и I—III категорий не должна превышать 2 мм, а IV — 3 мм.
Так как земляное полотно представляет собой линейное (вытянутое в длину) сооружение, то основной частью его проекта является поперечный профиль — инженерногеологический разрез, перпендикулярный продольной оси.
Применяются следующие типы конструкций земляного полотна: насыпи (рис. 5.1, а), выемки (рис. 5.1, б), нулевые места (рис. 5.1, в), полунасыпи (рис. 5.1, г), полувыемки (рис. 5.1, д), полунасыпи - полувыемки (рис. 5.1, е). В поперечном профиле земляного полотна различают следующие основные части: 1 — основная площадка, 2 — собственно земляное полотно и 3 — основание.
Для защиты земляного полотна от неблагоприятных природных воздействий оно имеет также комплекс различных водоотводных, защитных и укрепительных сооружений и устройств.
Применяют групповые и индивидуальные конструкции (профили) земляного полотна.
Групповые решения представляют собой типовые поперечные профили земляного полотна, регламентируемые нормативными документами. Они со
зданы в результате последовательного обобщения опыта проектирования, строительства и эксплуатации земляного полотна. Групповые решения применяются в основном без обоснования инженерными расчетами, но с привязкой к местным условиям, иногда специфическим, но уже хорошо изученным и апробированным многолетней практикой применения, в следующих случаях:
при простых инженерно-геологических, гидрогеологических и других условиях;
при возведении полотна из обычных грунтов (обычными грунтами считаются все дренирующие грунты, а также глинистые, имеющие твердую или полутвердую консистенцию — при показателе текучести JL <, 0,25);
при прочном основании с косогор-ностью не круче 1:5 при скальных грунтах и косогорностью не круче 1:3 при нескальных;
при рабочих отметках земляного полотна до 12,0 м (в случае использования глинистых грунтов при 0,25 < Jl 0,50 — при высоте насыпей до 6,0 м, скальных слабовывет-ривающихся и неразмягчаемых легко-выветривающихся — до 20,0 м);
в некоторых сложных инженерногеологических региональных условиях, но с ограничениями по отдельным геометрическим параметрам, консистенции грунтов и пр. (например, насыпи на болотах глубиной до 3,0—4,0 м и др.).
Индивидуальные решения (проекты) разрабатываются для сложных объектов земляного полотна, сооружаемых в сложных физико-географических, климатических и инженерно-геологических условиях. Для составления такого проекта производят детальные инженерно-геологические изыскания, определяют в нужном объеме физико-механические и прочностные свойства грунтов и все принимаемые проектные решения обосновывают инженерными расчетами.
261
Рис. 5.1. Типы земляного полотна:
1 — основная площадка; 2 — собственно земляное полотно; 3 — основание
Индивидуальные проекты земляного полотна разрабатываются на следующие объекты:
насыпи высотой более 12,0 м из раздробленных скальных грунтов, крупнообломочных грунтов, песка и глинистых грунтов твердой или полутвердой консистенции (J^ 5 0,25) и выемки при высоте откосов более 12,0 м;
насыпи высотой более 6,0 м из глинистых грунтов тугопластичной консистенции (0,25 < Jl £ 0,50) и выемки глубиной более 6,0 м в глинистых и пылеватых грунтах в районах избыточного увлажнения;
насыпи на слабых основаниях, а также при выходе ключей в пределах основания;
насыпи в пределах болот I и III типов глубиной более 4,0 м и болот II типа глубиной более 3,0 м, а также при поперечном уклоне минерального дна болот I типа круче 1:10; II типа — 1:15, III типа — 1:20; насыпи на болотах с торфом неустойчивой консистенции, не поддающейся классификации;
насыпи на поймах рек, на участках пересечения водоемов и водотоков, а также на участках временного подтопления, на участках земляного полотна, 262
расположенных вдоль водотоков, водохранилищ и морей;
насыпи на косогорах с уклоном круче 1:5, сложенных скальными грунтами, на косогорах с уклоном круче 1:3, сложенных нескальными грунтами, а также на косогорах крутизной от 1:5 до 1:3 при высоте низовых откосов более 12,0 м;
выемки в скальных грунтах при неблагоприятных инженерно-геологических условиях, в том числе при залегании пластов горных пород с наклоном круче 1:3 в сторону пути;
выемки в глинистых переувлажненных грунтах с показателем текучести
> 0,50 или вскрывающие водоносные горизонты;
выемки в сильнонабухающих грунтах, в других (в том числе искусственных) грунтах, резко снижающих устойчивость откосов и прочность грунтов основной площадки при воздействии климатических факторов и динамических воздействиях (глинистые грунты с влажностью на границе текучести
> 0,40), а также насыпи, проектируемые с использованием указанных грунтов;
земляное полотно на пучиноопасных участках (места с перемежающи
мися разнородными по своим пучи-нистым свойствам грунтами в зоне промерзания; насыпи высотой до 3,0 м на основаниях с мелкобугристым рельефом; участки с локальным увлажнением пучинистых грунтов; концевые участки скальных выемок; участки с нарушением температурного режима);
земляное полотно в местах активных склоновых процессов (на участках с наличием или возможным развитием оползней, обвалов, осыпей, каменных россыпей, снежных лавин, селей, оврагов);
земляное полотно на участках с развитием естественных или искусственных подземных полостей (карсты, горные выработки);
земляное полотно в местах пересечения его трубопроводами;
земляное полотно, при сооружении которого используется гидромеханизация и взрывные способы производства работ, а также земляное полотно с элементами геотекстиля и теплоизоляционных материалов в конструкции;
земляное полотно, пристраиваемое к существующему при наличии на последнем балластных корыт и лож на основной площадке, балластных шлейфов на откосах существующей насыпи из недренирующих грунтов, которые не могут быть устранены при нарезке уступов, и на участках наблюдающихся или наблюдавшихся деформаций по эксплуатируемому пути;
земляное полотно в районах распространения вечномерзлых грунтов: при основаниях с величиной относительной осадки более 0,1, в том числе на марях, а также наледных участках, на участках с наличием подземного льда, развития термокарста, солифлюкции, бугров пучения;
земляное полотно в районах с высокой сейсмичностью (7 и более баллов);
насыпи и выемки на участках с грунтами, подверженными разжижению при динамических воздействиях.
5.1.2. Грунты для земляного полотна
Грунты, используемые для сооружения насыпей, и грунты, в которых вскрываются выемки, классифицируются в соответствии с ГОСТ 25100—95 "Грунты. Классификация".
С учетом работы грунтов в сооружениях они подразделяются на скальные, дисперсные и мерзлые.
Скальные грунты могут быть невы-ветрелыми, слабовыветрелыми, вывет-релыми и сильновыветрелыми в зависимости от способности к выветриванию, трещиноватости и блочности.
К слабовыветрелым относятся грунты магматического происхождения, метаморфические и осадочные, а также грунты глыбово-щебенистой и щебенисто-глыбовой структуры. Все они, как правило, неразмягчаемые и имеют коэффициент размягчаемости Ksat > 0,75 (он представляет собой отношение временных сопротивлений грунта одноосному сжатию в водонасыщенном и воздушно-сухом состояниях).
К выветрелым относятся грунты магматического происхождения крупнозернистой структуры, метаморфические, осадочные неразмягчаемые (Ksal > 0,15), а также осадочные размягчаемые (Км < 0,75): аргиллиты, алевролиты, песчаники с различным цементом и др.
Слабовыветрелые грунты могут быть слабо- и сильнотрещиноватыми, выветрелые — сильнотрещиноватыми; они часто разрушаются до обломочно-щебенисто-дресвяного состояния (неразмягчаемые) или песчано-пылеватоглинистого (размягчаемые).
Дисперсные грунты подразделяются на крупноблочные, песчаные (классифицируются по степени дренирования), глинистые (классифицируются по гранулометрическому составу, засоленности, набухаемости, пучинистости, про-садочности и чувствительности к виб-родинамическому воздействию), биогенные (сапропели, заторфованные, 263
торфы), искусственные отходы производства (шлаки, золы и пр.).
Если в крупноблочном грунте содержится более 40 % песчаного заполнителя или более 30 % глинистого (от общей массы воздушно-сухого грунта), то в его название включается наименование заполнителя, например гравийно-песчаный и пр.
При применении отходов производства, а также специфических естественных грунтов, прочностные свойства которых резко снижаются под воздействием климатических факторов, следует предусматривать мероприятия по обеспечению надежности конструкций (стабильности основной площадки и устойчивости откосов).
В насыпях предпочтительнее использовать неоднородные пески для обеспечения большей устойчивости откосов под воздействием динамических поездных нагрузок. Поэтому следует определять показатель неоднородности гранулометрического состава
£л> = ^6(/^10> (51)
где deo и </ю — диаметры частиц, меньше которых в данном грунте по массе содержится соответственно 60 и 10 %.
При Cv 5 3 пески считаются однородными, при Cv > 3 — неоднородными. К однородным относятся также мелкие пески с содержанием по массе 90 % и более частиц размером 0,1— 0,25 мм.
По коэффициенту водонасыщения Sr крупнообломочные и песчаные грунты подразделяются на малой степени водонасыщения (0 5 Sr < 0,5), средней степени водонасыщения (0,5 < Sr £ 0,8) и насыщенные водой (0,8 < Sr £ 1). Коэффициент водонасыщения определяется по формуле
По водопроницаемости грунты делятся на дренирующие и недренирующие.
К дренирующим по условиям работы земляного полотна относятся грунты, имеющие при максимальной плотности по стандартному уплотнению коэффициент фильтрации Кф £ 0,5 м/сут и содержащие в гранулометрическом составе не более 10 % частиц размером менее 0,1 мм. С согласия заказчика можно применять в качестве дренирующих грунтов пески мелкие и пылеватые с /Сф S 0,5 м/сут при соответствующем технико-экономическом обосновании.
Глинистые грунты различаются в зависимости от числа пластичности Jp, степени влажности (консистенции), содержания растворимых солей и органических веществ, набухания и просадоч-ности.
Число пластичности
Jp=WL-Wp, (5.3)
где Wl и Wp — влажности грунта на границе текучести и границе раскатывания соответственно.
Тип и вид глинистого грунта можно определить в зависимости от Jp и содержания песчаных частиц.
Консистенция глинистых грунтов характеризуется показателем текучести который определяется как
W- Wp W- Wp
Jl=Wl~Wp= Jp '
(5-4)
где W — природная влажность грунта (в долях единицы); pj и p>v — плотности частиц грунта и воды соответственно, г/см3; е — коэффициент пористости.
264
От консистенции грунтов зависит прочность и устойчивость земляного полотна. В табл. 5.1 приведены значения JL для различных консистенций разных грунтов.
От набухаемости и просадочности глинистых грунтов зависит их возможная деформативность в сооружении. Набухаем ость проверяется по показателю усадки — набухания
где йу и ан — показатели усадки и набухания соответственно.
При аун < 0,10 грунты считаются слабонабухающими, при 0,10 < < аун<0,20 — средненабухающими и при аун > 0,20 — сильнонабухающими. Значения ау и ан определяются по ГОСТ 24143—80 "Грунты. Методы лабораторного определения набухания и усадки".
Глинистые грунты, которые при замачивании под воздействием внешней нагрузки и собственного веса дают дополнительную осадку, считаются просадочными (относительная деформация просадочности у них — не менее 0,01). Это лёссы и лёссовые грунты.
Для возведения насыпей разрешается использовать все грунты, кроме, как правило, глинистых избыточно увлажненных или засоленных, торфов, ила, мергелей, трепельных, гипса, заторфо-ванных грунтов (содержащих органические включения более 10—50 %), содержащих гипс в количестве 20—30 % и др.
Естественные основания насыпей могут быть сухими (Ж < Wp + + 0,25Jp до глубины 1,0 м, грунтовые воды отсутствуют или залегают на глубине более 2,0 м), сырыми (W от Wp + 0,25/^ до Wp + 0,75/^, грунтовые воды залегают на глубине 1,0 м и ниже, имеются признаки поверхностного заболачивания) имокрыми (W> Wp+ + 0,75Jp, грунтовые воды залегают на глубине 1,0 м, имеются их выходы на поверхность).
Таблица 5.1. Характеристики консистенции грунтов
Грунты Консистенция грунтов Значения Д
Супеси Твердая Л<0
Пластичная 0 < Уд S 1,00
Текучая Jl> 1,00
Суглинки и глины Твердая Jl < 0
Полутвердая 0 < Уд < 0,25
Тугопластичная 0,25 < JL < 0,50
Мягкопластичная 0,50 <ЛS0,75
Текучепластичная 0,75 < Уд S 1,00
Текучая Jl> 1,00
Кроме того, в зависимости от прочности, влажности, степени однородности грунтов, а также расчетных нагрузок основания подразделяются на прочные, недостаточно прочные и слабые.
Для обеспечения надежности конструкций земляного полотна и расширения сферы применения местных грунтов производится уплотнение грунтов до нормируемой плотности в насыпях и в необходимых случаях под основной площадкой в выемках, на нулевых местах и основаниях насыпей.
Грунты насыпей послойно уплотняются (рис. 5.2) до достижения нормируемой минимальной плотности сложения сухого грунта pd, г/см3, которая принимается постоянной по всей ширине слоя толщиною А, м (имея в виду, что в средней части насыпи имеют место наибольшие нормальные напряжения, а в откосных частях — касательные). Величина h зависит от рода
Рис. 5.2. Схема уплотнения насыпей
265
Рис. 5.3. Кривая стандартного уплотнения грунта
грунта, его влажности и типа уплотняющего средства.
При надлежащем уплотнении грунта можно обеспечить:
минимальные остаточные деформации грунтов и практически упругую работу грунта под воздействием динамических поездных нагрузок;
практическую водонепроницаемость или существенное снижение инфильтрации атмосферной воды в грунт;
достаточное сопротивление сдвигу;
сведение к минимуму тиксотропных явлений.
Специальному уплотнению подлежат основания насыпей высотой до 0,5 м и грунты под основной площадкой выемок в случаях, если их естественная плотность меньше нормируемой (на дорогах I—III категорий).
Грунты в насыпях можно специально не уплотнять, если насыпи сооружаются из слабовыветрелых скальных и близких к ним по свойствам выветре-лых неразмягчаемых скальных грунтов, при применении сухих барханных песков, при отсыпке насыпей в воду (в подводной части), а также при возведении их способом гидронамыва.
Требуемую в земляном полотне для песчаных и глинистых грунтов плотность сложения сухого грунта pJJ определяют по формуле:
P2 = ^Pdmax- (5-6)
где pdmax — максимальная плотность сложения сухого грунта, г/см3; к — минимальный коэффициент уплотнения.
Величина р^тах определяется по кривой стандартного уплотнения (рис. 5.3). Кривая стандартного уплотнения получается в результате определения нескольких значений pd при различных W грунта после уплотнения его в приборе стандартного уплотнения нормируемой уплотняющей работой
Таблица 5.2. Минимальные коэффициенты уплотнения
Виды земляного полотна Глубина расположения слоя от основной площадки, м, для линий Коэффициент к для линий
скоростных н особо грузонапряженных I, и категорий и дополнительных главных путей III, IV категорий скоростных н особо грузонапря-жениых I, II категорий и дополнительных главных путей III, IV категорий
Насыпи Верхняя часть До 0,5 До 1,0 До 0,5 1,03 0,98/0,95 0,95/0,92
Нижняя часть Более 0,5 Более 1,0 Более 0,5 0,98—1,00 0,95/0,92 0,95-/0,92
Выемки, основания насыпей высотой до 0,5 м 0,5 0,5 0,5 0,98/0,95 0,98/0,95 0,95/0.92
* Для участков с сильно пересеченным рельефом, с периодическим подтоплением насыпей н на подходах к мостам (на длине до 100 м).
Примечания. I.B числителе приведены значения к для всех грунтов, кроме однородных песков, в знаменателе — для однородных песков.
2. Для подъездных н станционных путей минимальное значение к = 0,90 по всей высоте насыпн.
266
(по ГОСТ 23161—78 "Грунты. Метод лабораторного определения максимальной плотности"). В настоящее время, исходя из требований минимальных остаточных деформаций (осадки) и возможностей современной грунтоуплотняющей техники, приняты значения к, приведенные в табл. 5.2.
При соблюдении норм плотности, приведенных в табл. 5.2, сданные в эксплуатацию насыпи могут иметь осадки в размере от 0,5 до 3,0 % их высоты в зависимости от рода грунта и достигнутого значения к.
При установлении к, кроме плотности, следует учитывать и влажность грунта (необходимо проверять пригодность грунта карьера или резерва по условиям влажности). Следует приме
нять преимущественно грунты, имеющие оптимальную влажность Wopt (см. рис. 5.3). Наибольшая допустимая влажность грунта, при которой достигается плотность, определяемая по формуле (5.6), устанавливается по кривой стандартного уплотнения.
Уменьшение коэффициента уплотнения по сравнению с нормами, приведенными в табл. 5.2, допускается в случаях невозможности или нецелесообразности их достижения (при наличии грунтов повышенной влажности или грунтов малой влажности в засушливых районах). В этих случаях в индивидуальном проекте предусматриваются меры по обеспечению эксплуатационной надежности насыпей.
5.2. ГРУППОВЫЕ РЕШЕНИЯ (ТИПОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ)
5.2.1. Основная площадка
Основная площадка земляного полотна — это верхняя поверхность, на которой размещается верхнее строение пути (см^ рис. 5.1). Она характеризуется формой поверхности (зависит от рода грунта и количества путей) и шириною b (зависит от категории линии, рода грунта и количества путей). Эти параметры регламентируются СТН Ц-01-95 (Строительно-технические нормы Министерства путей сообщения Российской Федерации).
Форма поверхности основной площадки принимается выпуклой в случаях, когда грунты не дренирующие (глинистые, мелкие и пылеватые пески) для обеспечения стока атмосферной воды, проникающей на нее через балластный слой, при этом образуется так называемая сливная призма (рис. 5.4).
На однопутных линиях поперечное очертание верха земляного полотна
имеет трапецеидальную форму высотой 0,15 м и шириной поверху 2,3 м, т. е. меньшей длины шпалы, чтобы при укладке рельсошпальной решетки на основную площадку без балластировки не образовывались бы замкнутые углубления от вдавливания шпал в грунт (при достаточной плотности грунта эти вдавленности минимальны).
На двухпутных линиях сливная призма имеет треугольную форму с высотой 0,20 м.
Основная площадка однопутного и двухпутного земляного полотна из раздробленных скальных, дренирующих крупнообломочных и дренирующих песчаных грунтов принимается горизонтальной.
Ширина основной площадки b на перегонах принимается в соответствии с табл. 5.3.
Если вновь укладывается второй, третий или четвертый пути, то расстояние от его оси до бровки земляного по-
267
a)
2,30 fl
Рис. 5.4. Поперечные профили основной площадки земляного полотна на прямых участках пути: а, б — соответственно однопутного и двухпутного из недренирующих грунтов; в. г — соответственно однопутного и двухпутного из дренирующих грунтов; Л = =0,15 м (для однопутного участка) или 0,20 м (для двухпутного участка) плюс разность толщин балластного слоя на данном участке и на смежных с ним участках из недренирующих грунтов: Бп — уровень проектной бровки; Бпр — уровень профильной бровки
лотна необходимо принимать не менее, чем Ы2.
Размер b в кривых увеличивается в связи с необходимостью устройства возвышения наружного рельса за счет развития в высоту и ширину балластной призмы, что приводит к уменьшению ширины обочины с наружной стороны кривой. Обочина предназначена для обеспечения большей устойчивости откосов, а также для удобства выполнения путевых работ (на ней размещают инструмент, необходимые детали верхнего строения пути, расстав
ляют путевые знаки и сигналы). Минимально допустимая ширина обочины 0,5 м. Чтобы сохранить этот минимальный размер, ширина основной площадки b увеличивается с наружной стороны кривой на 0,20 м при радиусе кривой R £ 3000 м, на 0,30 м при R = 2500-5-1800 м, на 0,40 м при R = 1500-J-700 м и на 0,50 м при R £ 600 м.
В кривых двухпутных линий для обеспечения безопасного пропуска экипажей, кузовы которых отклоняются, увеличиваются междупутные расстояния в зависимости от радиуса кривой в соответствии с ГОСТ 9238—83; на эту же величину дополнительно увеличивается и ширина основной площадки. Уширение в кривых на скоростных и особогрузонапряженных линиях устанавливается по расчету.
Ширина основной площадки многопутных железных дорог назначается таким образом, чтобы обеспечить на прямых расстояние между осями первого и второго пути 4100 мм, а второго и третьего — не менее 8000 мм, а при скоростях движения поездов v > 140 км/ч — 10000 мм. На кривых они увеличиваются в зависимости от радиуса кривой в соответствии с габаритами приближения строений (по ГОСТ 9238—83).
Основная площадка насыпей на подходах к большим мостам уширяется
Таблица 5.3. Ширина основной площадки земляного полотна
Категория железнодорожных линий Число главных путей Ширина основной площадки на прямых участках пути, м, при использовании грунтов
глинистых, крупнообломочиых с глинистым заполнителем, скальных легковыветрнваю* щихся н выветривающихся, песков недренирующих, мелких и пылеватых скальных слабовыветривающихся. крупнообломочных с песчаным заполнителем и песков дренирующих (кроме мелких и пылеватых)
Скоростные и особогрузонапряженные, I 2 11,7 10,7
I и II 1 7,6 6,6
III 1 7,3 6,4
IV I 7,1 62
268
на 0,5 м в каждую сторону на протяжении 10 м от задней грани устоев, а на последующих 25 м постепенно сводится к величине Ь. Это необходимо потому, что, как правило, при возведении таких насыпей невозможно предусмотреть запас на ее осадку из-за сжатия основания и эта осадка компенсируется подъемками пути на балласт в первые годы эксплуатации насыпи. При этом балластная призма значительно развивается в ширину и чтобы обеспечить минимальный размер обочин после затухания осадки и необходимо указанное уширение.
Основная площадка вновь пристраиваемого второго пути к существующему первому принимается горизонтальной, так как земляное полотно этого пути или отсыпается из дренирующих
грунтов или должно иметь верхний защитный слой из таких грунтов, если оно возводится из недренирующих грунтов.
Ширина основной площадки земляного полотна на раздельных пунктах устанавливается в соответствии с проектируемым путевым развитием. При этом расстояние от оси крайних станционных путей до бровки земляного полотна должно быть не менее Ы2. Форма основной площадки при этом для земляного полотна из недренирующих грунтов должна обеспечивать свободный и быстрый отток атмосферной и производственной воды. В зависимости от числа путей и вида грунта основная площадка может быть односкатной (рис. 5.5, а) или двускатной (рис. 5.5, б).
Рис. 5 5 Поперечные сечения основной площадки земляного полотна на раздельных пунктах (цифрами обозначены номера путей): а — односкатный, б — двускатный, в — пилообразный
269
Рис. 5.6. Примеры устройства верхней части земляного полотна с защитным слоем: а — насыпь с защитным слоем из дренирующих песчано-гравийных грунтов; б — насыпь с защитным слоем нз мелких или пылеватых песков; в — выемка с защит-
ным слоем из дренирующих песчано-гравийиых грунтов с геотекстилем (могут быть применены конструкции с выпуском атмосферной воды из защитного слоя в дренажи мелкого заложения или без кюветов с аналогичными дренажами и лотками); 1 — балласт щебеночный; 2 — балласт гравийно-песчаный; 3 — защитный слой; 4 — глинистый грунт: 5 — геотекстиль; Кпр — уровень профильной бровки
При значительной ширине площадки допускается применение пилообразного поперечного профиля с сооружением в междупутьях с пониженными отметками закрытых продольных водоотводов (лотков или дренажей) с продольными уклонами не менее 0,002, а при необходимости — с устройством поперечных выпусков для отвода воды за пределы земляного полотна (рис. 5.5, в). Поверхностям скатов придаются уклоны в сторону водоотводов, размер которых зависит от вида грунтов, климатических условий и числа путей, располагаемых в пределах ската (как правило, это 0,02—0,04).
Основная площадка земляного полотна станционных путей при скальных, крупнообломочных и песчаных дренирующих грунтах принимается горизонтальной.
Конструкция земляного полотна в зоне основной площадки для всех видов глинистых грунтов, кроме супесей, содержащих песчаные частицы размером от 2,0 до 0,05 мм в количестве более 50 % по массе, усиливается защитным слоем из дренирующего грунта в комбинации с геотекстилем или без него (рис. 5.6). Это необходимо для предотвращения морозного пучения грунтов и предупреждения образова-270
ния деформаций основной площадки. Толщину слоя дренирующего грунта под балластной призмой h устанавливают в зависимости от вида грунта земляного полотна и его консистенции, с учетом глубины промерзания. Если геотекстиль не применяется, то h также определяется по расчету, но не менее 0,8—1,0 м в зависимости от климатических условий для суглинков и глин и 0,5—0,7 для супесей. Поверхность глинистого грунта в основании защитного слоя на новых линиях необходимо планировать с двухсторонним уклоном 0,04 от оси полотна в полевую сторону, а при строительстве вторых путей — с односторонним уклоном 0,04 от существующего пути.
На зарубежных железных дорогах созданию защитных слоев уже давно уделяется самое большое внимание. Например, на немецких железных дорогах защитные слои проектируются и создаются по специальному стандарту из смесей минеральных веществ, шлаков и других материалов, с подстилающими слоями из тощего бетона, с прослойками геотекстиля или других синтетических материалов. Заполнение защитного слоя проверяется на неоднородность, морозостойкость, водопроницаемость и пр.
5.2.2. Поперечные профили насыпей
Групповые проектные решения по насыпям (типовые поперечные профили насыпей) применяются следующих основных видов.
Насыпи из обычных грунтов на прочном основании при его косогор-ности до 1:5 при скальных и до 1:3 при нескальных грунтах высотой до Я = = 12 м наиболее типичны.
Крутизна откосов таких насыпей зависит от вида грунта, высоты насыпи и климатических условий. Насыпи из раздробленных скальных слабовывет-релых и выветрелых грунтов, крупнообломочных и крупнообломочных с песчаным заполнителем, песков гравелистых, крупных и средней крупности, металлургических шлаков могут иметь крутизну откосов 1: т = 1:1,5 как при высоте Н < 6 м, так и высоте Н 2 12 м. Однообразную крутизну при этих же высотах, но 1: т = 1:2 должны иметь насыпи из мелких барханных песков в районах с засушливым климатом (количество атмосферных осадков меньше 300 мм).
В остальных случаях крутизна откосов нормирована и при Н< 12 м разная для верхней части высотою до 6 м и нижней.
Так, для насыпей из песков мелких и пылеватых, глинистых грунтов (в том числе лёссовидных) твердой и полутвердой консистенции, крупнообломочных с глинистым заполнителем такой же консистенции, раздробленных скальных выветрелых пород при Н <, 6 м может назначаться 1: т = 1:1,5, а при глинистых грунтах и крупнообломочных с глинистым заполнителем тугопластичной консистенции 1: т = = Г.2 (для линий IV категории 1:1,75).
В первом случае при Н 2 12 м верхней части придается крутизна 1:1,5, а нижней 1:1,75, во втором при этой высоте требуется разработка индивидуального проекта. Однако в обоих случаях, если насыпи сооружаются из глинистых грунтов полутвердой и
тугопластичной консистенции или из мелких и пылеватых песков, принятое групповое решение следует проверять расчетом и при этом учитывать возможное снижение прочности и дефор-мативных характеристик грунтов под влиянием вибродинамического воздействия от проходящих поездов.
В районах избыточного увлажнения (среднегодовое количество выпадающих осадков значительно превышает возможную испаряемость с поверхности суши) при возведении насыпей из глинистых и пылеватых (в Том числе лёссовидных) груйтов, а также однородных мелких и пылеватых песков необходимо для обеспечения устойчивости иметь более пологие откосы: при Н<, 6 м принимают 1: т = 1:1,75; при Н<, 12 м для верхней части высотой до 6 м 1: т = 1:1,75, для нижней 1: т = 1:2.
Принятое групповое решение также следует проверить расчетом.
Как уже указывалось, для обеспечения прочности глинистых грунтов основной площадки и предотвращения пучения предусматривается усиление конструкции путем устройства под балластной призмой защитного слоя из дренирующего грунта в комбинации с геотекстилем или без геотекстиля.
На рис. 5.7 для примера приведено групповое решение (поперечный профиль) насыпи высотою Н<, 12 м, возводимой из мелких и пылеватых песков, глинистых (в том числе лёссовидных), крупнообломочных с глинистым заполнителем грунтов при 0 и 0 < 0,25 и раздроблен-
ных скальных легковыветривающихся пород.
Отвод поверхностных вод, поступающих к насыпям или стекающих с их откосов к искусственным сооружениям или логам осуществляется водоотводными канавами или резервами (из резервов грунт перемещается в нижние слои насыпи, если он пригоден).
Чтобы канавы не заиливались, их продольный уклон должен быть не менее 0,003 на болотах и речных пой-271
Рис. 5.7. Групповой поперечный профиль насыпи высотой И S 12 м из мелких и пылеватых песков, глинистых, крупиообломочных с глинистым заполнителем грунтов при Jz £ 0 и 0 <Jl $ 0,25 и раздробленных скальных выветрелых пород (основание насыпи имеет небольшой уклон 1: и)
мах — не менее 0,002 и в исключительных случаях 0,001. Глубина канав с учетом необходимого запаса на возможное переполнение должна быть не менее 0,6 м, а на болотах — не менее 0,8 м.
При явно выраженном поперечном уклоне местности /поп, когда поступление воды к насыпям возможно только с верховой стороны, водоотводные канавы (при 'поп ** 0,04) и резервы (при znon > 0,01) устраиваются только с нагорной стороны.
Резервы необходимо включать в общую систему водоотводных устройств. Дну резервов придаются поперечный (не менее 0,02) и продольный (не менее 0,002) уклоны. При ширине резерва до 10 м дно проектируется односкатным, а при ширине более Юм — двускатным (см. рис. 5.7). Откосы резервов следует проектировать
Рис. 5.8. Групповой поперечный профиль насыпи высотой до 6 м из глинистых грунтов повышенной влажности (0,25 < Jl £ 0,50):
Бп и Аф — уровни соответственно проектной и профильной бровок
272
не круче 1:1,5. Переход от одной ширины резерва к другой следует назначать за счет отклонения полевого откоса под углом около 15°.
Естественные бермы между подошвой откоса насыпи и бровкой водоотводной канавы или резерва (см. рис. 5.7), исходя из требования надежности защиты подошвы насыпей от непосредственного воздействия текущей по канаве или резерву воды и для возможного прохода строительных машин, должны иметь ширину не менее 3 м, а для линий I и II категорий — не менее 8 м со стороны будущего второго пути.
Если насыпи имеют небольшую высоту (2 м и менее) и отсыпаются из резерва, то при благоприятных климатических и инженерно-геологических условиях допускается уменьшать ширину бермы до 1 м.
Насыпи из глинистых грунтов повышенной влажности (при показателе текучести 0,25 < Jf, <. 0,50) могут сооружаться с использованием группового решения при их высоте Н 2 6 м на естественном сухом или осушаемом основании крутизною до 1:5 (рис. 5.8). При этом крутизна их откосов 1: и принимается в зависимости от вида и консистенции грунта (см. выше).
Этот профиль предложен в результате опыта строительства в районах избыточного увлажнения. Обочины и от
косы защитного слоя должны укрепляться гравием, дресвой или мелким щебнем слоем 0,05—0,10 м для защиты от выдувания и размыва.
Основание насыпей из нескальных грунтов при его поперечном уклоне от 1:5 до 1:3 и высоте низового откоса до 12 м (рис. 5.9, а) для обеспечения достаточной устойчивости насыпи против сдвига по основанию должно иметь уступы шириной от 1 до 4 м с уклоном 0,01—0,02 в направлении падения склона. При этом в случае высоты уступа 1 м и менее его стенка может быть вертикальной, а при высоте усту
па более 1 м его откосу придают уклон 1:0,5—1:1,5 для обеспечения устойчивости. Устройство бермы с нагорной стороны насыпи может осуществляться по двум вариантам в зависимости от местных условий (рис. 5.9, а и б).
При возведении рассмотренных насыпей в зависимости от их высоты и поперечного уклона местности требуется специальная подготовка основания. Во всех случаях с площади основания удаляется и складируется почвенно-растительный слой для последующего использования в природоохранных целях (покрытия откосов
Рис. 5.9. Групповые профили насыпей на косогорах крутизной от 1: 5 до 1:3:
а — насыпь с высотой низового откоса до 12 и; б — деталь нагорной канавы с бермой в грунте естественного сложения ; в — низкая насыпь на косогоре; г — полунасыпъ-полувыемха
Примечание. Очертания верха земляного полотна назначаются в соответствии с требованиями п. 5.2.1.
273
Таблица 5.4. Характеристика типов болот
Тип болота Вид болотных грунтов Характеристика деформаций грунтов под нагрузкой
I Торф и другие болотные грунты устойчивой консистенции Сжимаются под нагрузкой от насыпи высотой до 3 м
II Торф и другие болотные грунты разной консистенции Сжимаются и выдавливаются под нагрузкой от насыпи высотой 3 м
III Болотные грунты, вода со сплавиной или без нее Выдавливаются под нагрузкой
земляного полотна, рекультивации карьеров и пр.). В таежных и лесных районах убирается валежник. При высоте насыпей менее 1 м обязательна выкорчевка пней, при большей высоте пни спиливаются так, чтобы их высота не превышала 0,2 м. Если грунты основания дренирующие и не имеют растительного покрова, специальная подготовка не требуется.
Насыпи на болотах I и III типов глубиною до 4 м и болотах II типа глубиною до 3 м, при поперечном уклоне минерального дна болот I типа до 1:10, II — до 1:15 и III — до 1:20 могут также сооружаться по групповым решениям.
Тип болота (табл. 5.4) устанавливается по результатам инженерно-геологических изысканий, в том числе геологического разреза на всю глубину болота плюс на 1 м ниже, по физикомеханическим характеристикам торфов и других болотных грунтов.
Конструкции насыпей на болотах выбираются в зависимости от категории дороги, типа и глубины болота, высоты насыпи, уклона минерального дна и вида слагающих его грунтов, вида грунтов, используемых для возведения насыпи, рельефа местности.
Насыпи должны сооружаться из дренирующих грунтов, при отсутствии их могут применяться мелкие и пылеватые пески, а также супеси. Конструкции насыпей из дренирующих грунтов используются уже многие десятилетия, а из недренирующих мелких и пылеватых песков и легких супесей разработа-274
ны и проверены в практике строительства железнодорожных линий Тюмень — Сургут и Сургут — Уренгой в связи с дефицитом местных дренирующих грунтов. Так как указанные недренирующие грунты очень чувствительны к динамическим воздействиям подвижного состава (существенно теряют сопротивление сдвигу при их вибрациях), то групповые решения с их применением имеют пологие откосы.
Групповые решения предусматривают ограничение возможных упругих осадок насыпей на скоростных и особогрузонапряженных дорогах I—III категорий до 2 мм, а IV категории — до 3 мм, ограничение по возможности сроков осадки грунтов основания насыпей строительным периодом, возвышение бровки насыпи над поверхностью болота при дренирующих грунтах не менее 0,8 м при полном удалении торфа в основании и 1,2 м при частичном, а при мелких и пылеватых Песках и легких супесях — 2,0 м (для предохранения от возможного пучения и просадок). Ширина основной площадки b принимается в соответствии с табл. 5.3.
На болотах I типа во избежание недопустимых упругих осадок пути при их глубине Б< 2 м и высоте насыпей Н<, 2 м торф полностью должен быть удален (рис. 5.10).
Частичное удаление торфа может быть при 55 2миЯ>2м, а также при Н 2 3 м и Б = 2-5-4 м (рис. 5.11).
Рис. 5.10. Групповые поперечные профили насыпей высотой до 2 м на болотах I типа глубиной до 2 м при поперечном уклоне основания не круче 1:10:
а — из дренирующих грунтов: б — из мелких и пылеватых песков, легкой супеси; Б„, Кпр — уровни соответственно проектной и профильной бровок
Рис. 5.11. Групповые поперечные профили насыпей высотой более 3 м на болотах I типа глубиной до 4 м при поперечном уклоне минерального дна болота не круче 1:10:
а — из дренирующих грунтов; б — из мелких и пылеватых песков, легкой супеси; Б„, Б^, — уровни соответственно проектной и профильной бровок
275
При высоте насыпи 3 м и более торф болота может быть использован в качестве естественного основания (рис. 5.12), при этом осадка основания 5 может составлять 35—50 % толщины обжимаемого слоя торфа под насыпью.
Во всех случаях поперечный уклон минерального дна болота должен быть не круче 1:10. Крутизна откосов траншеи выторфовывания (см. рис. 5.10 и 5.12) назначается в зависимости от способа производства работ от 1:0 до 1:0,5.
Несмотря на то, что групповые решения используются без специальных обоснований, все же требуется при проектировании насыпей по рис. 5.11 и 5.12 проверка расчетом упругой осадки основания насыпи и если она превышает установленную (см. выше), то в проекте следует предусмотреть усиление конструкции.
При смешанном типе болот I—II и III типе глубиной до 3 м насыпи сооружаются по групповым решениям, приведенным на рис. 5.13. Производится полное удаление торфа устойчивой консистенции и насыпь отсыпается на минеральное дно болота. При наличии торфа неустойчивой консистенции вырезается растительно-корневой покров, после чего разрыхляются нижележащие слои и удаляется всплывающий торф. Такие работы рекомендуется производить в зимнее время.
Решения по рис. 5.13 могут применяться при поперечном уклоне минерального дна болота не круче 1:15.
Для облегчения посадки насЫпи на минеральное дно болота устраиваются канавы-торфоприемники, глубина которых равна толщине растительно-корневого покрова, но не менее 1 м.
Групповое решение по устройству насыпей на болотах III типа глубиной до 4 м дано на рис. 5.14. Оно применимо при поперечном уклоне минерального дна болота не более 1:20. Насыпь может сооружаться с удалением торфяной корки и без удаления. В последнем 276
случае общая высота насыпи с учетом ее части, расположенной ниже уровня болота, должна быть не менее 3 м над поверхностью торфяной корки. Осадка за счет сжатия торфяной корки может быть 35—50 % от ее толщины. Крутизна откосов 1 : и принимается при использовании крупнообломочных грунтов 1:1,5; гравелистых, крупных и средней крупности песков Г. 1,75; мелких и пылеватых песков 1:3. Крутизна подводной части откосов 1:т получается самопроизвольно при возведении насыпи и равна примерно углу естественного откоса грунта. Насыпи в данном случае возводятся только из дренирующих грунтов.
При назначении конструкций насыпей на участках засоленных грунтов (в этом случае земляное полотно проектируется только насыпями) следует учитывать степень и качественный характер засоления грунта, наивысший уровень грунтовых вод, глубину засоления в периоды наибольшего соленакопле-ния в верхних горизонтах.
Засоленными считаются грунты, содержащие более 0,3 % от массы сухого грунта легкорастворимые соли (хло-ридное, сульфитное, хлоридно-суль-фитное и другие виды засоления). Засоленные грунты при увлажнении резко снижают прочность на сжатие за счет растворения солей.
По степени засоления они разделяются на слабозасоленные (содержат легкорастворимых солей 0,3—2,0 % от массы сухого грунта), среднезасоленные (0,5—5,0 %), сильнозасоленные (2,0—10,0 %) и избыточнозасоленные (более 5,0—10,0 %).
Если грунты слабо- или среднезасоленные, а основания сухие и имеющие также слабую или среднюю засоленность, то в этих случаях можно возводить насыпи по групповым решениям, как для обычных условий.
В других случаях необходимо предусмотреть меры по недопущению дополнительного засоления верхних частей насыпей (за счет капиллярного подъема воды, содержащей много
Рис. 5.12. Групповые поперечные профили насыпей высотой до 3 м на болотах I типа глубиной от 2 до 4 м при поперечном уклоне минерального дна болота не круче 1:10:
а — из дренирующих грунтов; б — из мелких и пылеватых песков, легкой супеси; h, — глубина выторфовывания; Ло — толщина обжимаемого слоя; Бя, Бщ, — уровни соответственно проектной и профильной бровок
Рис. 5.13. Групповые поперечные профили насыпей на болотах П типа глубиной до 3 м при поперечном уклоне основания не круче 1:15:
а — из дренирующих грунтов; б — из мелких и пылеватых песков, легкой супеси; 1 — торфоприемник: 2 — вспомогательная линия для определения ширины траншеи выторфовывания; Бп, Б^ — уровни соответственно проектной и профильной бровок
277
Рис. 5.! 4. Групповой поперечный профиль насыпи иа болотах 111 типа глубиной до 4 м при поперечном уклоне основания не круче 1:20:
I — торфяная корка: Бп, Бщ, — уровни соответственно проектной и профильной бровок
Рнс. 5.15. Групповые профили насыпей на участках засоленных грунтов:
а — иа участках с сухим естественным основанием и глубоким залеганием грунтовых вод; б — на участках с неглубоким залеганием грунтовых вод, периодически выходящих на земную поверхность; 1 — местный недреиирую-щий грунт: 2 — дренирующий грунт; Бп. Бщ, — уровни соответственно проектной и профильной бровок
солей), так как при выпадении атмосферных осадков соли будут вымываться и возможны значительные неравномерные осадки насыпей. Чтобы этого не произошло, производится вырезка верхнего слоя избыточно засоленных грунтов основания, возведение насыпей из привозных, в том числе дренирующих грунтов, устройство в теле насыпей капилляропрерывателей из таких грунтов. Для таких условий можно использовать групповые решения, приведенные на рис. 5.15 с учетом ограничивающих условий, указанных на чертеже.
278
5.2.3. Поперечные профили выемок
Поперечные профили выемок проектируются в зависимости от их глубины, вида и свойств грунтов с учетом способов производства работ. Следует учитывать потребность грунтов для сооружения смежных насыпей и при недостаточности грунтов рассматривать вариант расширения выемки под карьеры.
Ширина основной площадки выемки принимается по нормам табл. 5.3.
Крутизна откосов 1: т из условия обеспечения их надежной устойчивости
назначается 1:1,5 при Н <, 12 м для выемок в скальных сильновыветрелых породах, крупнообломочных, песчаных, глинистых грунтах (в том числе лёссовидных) твердой, полутвердой и тугопластичной консистенции. В скальных слабовыветрелых породах при Н<, 12 м 1: т = 1:0,2, а в выветрелых 1 : т = 1:1.
В районах избыточного увлажнения групповые решения разрешается использовать только при Н <, 6 м, в этом случае при глинистых и пылеватых грунтах необходимы более пологие откосы: 1: т = 1:2.
В засушливых районах при Н < 12 в мелких барханных песках 1: т = = 1:1,75—1:2, в лёссах на орошаемых участках 1:0,1—1:0,5, а в лёссах вне засушливых районов 1 : т = 1:0,5—1:1,5.
Для усиления конструкции земляного полотна в выемках и на нулевых местах при глинистых грунтах с Ид > >0,23 необходимо предусматривать устройство защитного слоя из дренирующего грунта.
Выемки глубиной (высотой верхового откоса) до 12 м в глинистых грунтах твердой (Уд < 0) н полутвердой (0 < Jl < 0,25) консистенции, характеризующихся величиной 2 0,23, а также в крупнообломочных грунтах с глинистым заполнителем, мелких и пылеватых песках и сильновыветрелых скальных грунтах, имеют наиболее распространенное групповое решение, изображенное на рис. 5.16.
При Н > 2 м в глинистых грунтах, мелких и пылеватых песках и сильновыветрелых скальных грунтах необходимы закюветные полки шириной 2 м для сбора продуктов выветривания с откосов.
В выемках для сбора поверхностной воды с откосов служат кюветы. Их типовые размеры показаны на рис. 5.16. Полевой откос кювета имеет крутизну, равную крутизне откоса выемки (при отсутствии закюветных полок и 1:1,5, если они есть); путевой — 1:1,5. Продольный уклон кюветов следует прини
мать равным уклону проектной бровки пути, а если выемка размещается на горизонтальной площадке или на участках с уклоном менее 0,002, то уклон кювета должен быть не менее 0,002.
Крутизну откосов рассматриваемых выемок 1: т принимают в зависимости от вида грунта (см. выше).
Чтобы вода не стекала к нагорному откосу выемки, устраивают банкеты и забанкетные канавы, которые проектируются треугольной формы. Они образуются путем планирования поверхности полосы между бровкой откоса выемки и подошвой кавальера с продольным уклоном не менее 0,005 и поперечным в сторону кавальера 0,05—0,15. При поперечном уклоне местности круче 1:5 банкеты не устраиваются, так как трудно обеспечить их устойчивость против сдвига, не нужны в этом случае и забанкетные канавы.
Кавальеры — это специально спланированные отвалы грунтов, предусматривающиеся в случаях непригодности или экономической нецелесообразности использования грунта из выемки для насыпей, а также при отсутствии в непосредственной близости от выемки пониженных мест рельефа, которые могут быть использованы для размещения непригодного или излишнего грунта. При поперечном уклоне местности положе 1:5 кавальеры рекомендуется размещать с двух сторон, а при косогорности от 1:5 до 1:3 — преимущественно с низовой стороны (во избежание завала выемки в случае сдвига кавальера по косогору).
Кавальеры с низовой стороны выемки должны иметь разрывы шириною не менее 3 м через каждые 50 м и в пониженных местах для пропуска поверх-' ностной воды. На участках с глинистыми переувлажненными грунтами для избежания перегрузки откоса выемки расстояние от подошвы кавальера до бровки выемки должно быть не менее 10 м и на 5 м превышать высоту откоса выемки.
Нагорные канавы у выемок при поперечном уклоне местности круче 1:5
279
Рис. 5.16. Групповой поперечный профиль выемки глубиною HS 12 м в глинистых грунтах твердой (Jl < 0) и полутвердой (0 2 Jl £ 0,25) консистенции, характеризующихся величиной Wt. $ 0,23, а также в крупнообломочных грунтах с глинистым заполнителем, мелких и пылеватых песках и сильновывет-релых скальных породах:
/ — нагорная канава: 2 — кавальер: 3 — забанкетная канава; 4 — банкет
устраиваются с верховой стороны, а при меньшем уклоне — с двух сторон. Типовые размеры нагорных канав показаны на рис. 5.16. Продольный уклон нагорных канав во избежание их заиливания должен быть не менее 0,003.
Минимальное расстояние между бровкой нагорной канавы, обращенной к выемке и бровкой откоса выемки (если нет кавальера) должно быть не менее 5 м, а со стороны размещения будущего второго пути — 9 м для избежания переувлажнения откоса в случае инфильтрации поверхностной воды, текущей по канаве, в грунт.
При наличии кавальера нагорная канава устраивается как можно ближе к нему (до 1 м), но в снегозаносимых районах и в случае хорошо фильтрующих грунтов ее размещают, наоборот, дальше от кавальера (до 5 м), чтобы она не заносилась излишне снегом и чтобы вода, инфильтрующаяся из нее в грунт, не замачивала бы нагорный откос выемки.
В выемках глубиной до 12 м в глинистых грунтах, характеризуемых WL > 0,23, ниже основной площадки (ширина которой принимается как для дренирующих грунтов по табл. 5.3) устраивается защитный слой из дренирующего грунта, мощность которого устанавливается расчетом в зависимос-280
ти от вида грунта, но не менее 0,8— 1,0 м для суглинков и глин и 0,5—0,7 м для супесей.
Выемкн глубиной (высотой верхового откоса) до 12 м в глинистых тугопластичных грунтах (0,25 < JL < 0,50), проектируются с заменой глинистого грунта дренирующим на толщину необходимого защитного слоя, как это показано на рис. 5.6, в.
Замена глинистых грунтов дренирующими может быть осуществлена не только путем устройства накладных конструкций защитного слоя (см. рис. 5.6, в), но и врезных. В этом случае вместо кюветов могут быть использованы лотки или лотки в комбинации с дренажами неглубокого заложения.
Выемки глубиной (высотой верхового откоса) до 12 м в крупнообломочных, крупнообломочных с песчаным заполнителем и песчаных дренирующих грунтах имеют горизонтальную основную площадку, ширина которой принимается в соответствии с табл. 5.3, и крутизну откосов 1: т = 1:1,5, типовые кюветы. В таких выемках нет необходимости устраивать закюветные полки.
Выемки глубиной (высотой верхового откоса) до 12 м в лёссах засушливых районов могут сооружаться по групповому решению, приведенному на рис. 5.17.
У выемок в районах с засушливым климатом, где происходит полное впитывание атмосферных осадков во всякое время года, в дренирующих грунтах, в малоподвижных и неподвижных песках, не нужны кюветы. В них ширина горизонтальной площадки между подошвами откосов должна быть не менее, чем нормируемая ширина основной площадки плюс 2,5 м.
На сильнозаносимых участках в малоподвижных и неподвижных песках выемки должны иметь кювет-траншеи у подошвы откосов шириной 4,0 м и глубиной 0,6 м для сбора продуктов переноса (рис. 5.18).
Выемки в скальных грунтах можно сооружать по групповым решениям при поперечном уклоне местности не круче 1:3 в скальных слабовыветрива-ющихся грунтах с благоприятным расположением поверхностей ослабления, выдержанных по длине откоса и блочностью не более 0,5 м. Благоприятно ориентированными по отношению к откосу являются поверхности ослабления, расположенные горизонтально, запрокинутые, секущие откос вкрест, и вертикальные. При заложении откоса 1:0,2 может быть допущена высота верхового откоса до 20 м, а при заложении 1:0,5 — до 25—30 м.
Если породы трещиноватые при блочности 0,3—0,5 м, то при уклоне 1: т = 1:0,5 высота откоса может быть допущена до 15 м.
Все эти выемки могут иметь заглубленные в скальный грунт кюветы, как это показано на рис. 5.19, или вместо кюветов допускается устраивать бордюры из камня или бетонных блоков.
Крутизна откосов аллювиального слоя (разборной скалы) при его мощности 3 м или менее рекомендуется принимать как и для нижележащего скального грунта, а при большей мощности крутизна 1: к принимается от 1:1 до 1:1,5. Для делювия при его мощности 2 м и менее рекомендуется уклон 1: л = 1:1, при большей — 1: л =1:1,5.
Рис. 5.17. Групповой поперечный профиль выемки глубиной (высотой верхового откоса) до 12 м в лёссах засушливых районов
Рис. 5.18. Групповой поперечный профиль выемки в малоподвижных и подвижных песках на сильнозаносимых участках:
Бп. Ьпр — уровни соответственно проектной н профильной бровок
Рис. 5.19. Групповой поперечный профиль выемки в скальных слабовыветриваюшнхся грунтах с благоприятным расположением поверхностей ослабления при поперечном уклоне местности не круче 1:3, с кюветами, заглубленными в скальный грунт или получаемыми за счет устройства основной площадки путем отсыпки крупнообломочного или песчаного грунта:
В — ширина понизу; /, 2. 3 — заложение откосов в делювии и элювии коренных скальных грунтах соответственно; 4 — камера для укрытия; 5 — ниша для укрытия; Бп, Бп? — уровни соответственно проектной и профильной бровок
281
5.3. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА В СЛОЖНЫХ ПРИРОДНЫХ УСЛОВИЯХ
5.3.1. Общие положения
В сложных климатических, физико-географических и инженерно-геологических условиях земляное полотно сооружается по индивидуальным проектам, которые разрабатываются для каждого объекта в отдельности и обосновываются соответствующими инженерными расчетами, а в отдельных случаях и экспериментально. При необходимости дополнительно выполняются гидрогеологические, инженерно-сейсмологические и другие виды изысканий, а также натурные определения де-формативных свойств грунтов основания.
При проектировании необходимо обеспечить заданный уровень надежности земляного полотна по прочности, устойчивости и стабильности с учетом опыта эксплуатации дорог и виб-родинамического воздействия поездов при минимальных приведенных затратах, а также максимальном сохранении ценных земель и наименьшем ущербе природной среде.
Проектирование конструкций земляного полотна и необходимых укрепительных, защитных и водоотводных сооружений, как правило, производится вариантно, с последующим выбором путем технико-экономических расчетов наиболее рационального варианта. Чаще всего разработка индивидуального проекта земляного полотна сопровождается и разработкой проекта производства работ по выбранному варианту, так как он имеет соответствующую специфику.
282
5.3.2. Земляное полотно на крутых и неустойчивых косогорах
Крутыми считаются косогоры с уклонами круче 1:5 при возведении насыпей из скальных грунтов, круче 1:3 при насыпях из дисперсных грунтов, а также косогоры с уклонами от 1:5 до 1:3, если низовой откос имеет высоту более 12 м.
Неустойчивыми косогорами считаются места активных склоновых процессов в виде оползней.
В рассматриваемых случаях применяется комплекс мероприятий, направленных на обеспечение надежной устойчивости насыпи на косогоре против возможного сдвига по основанию, а в районах развития оползней эти мероприятия увязываются с противооползневыми мерами, осуществляемыми другими организациями.
В комплекс мероприятий, направленных на обеспечение устойчивости насыпей на крутых косогорах и на защиту от оползней, входят:
устройство водоотводных сооружений и защиты от инфильтрации поверхностной воды в грунт;
мероприятия по регулированию подземного стока;
агролесомелиоративные мероприятия;
устройство поддерживающих сооружений и пр.
Они подробно рассматриваются далее, в разделе шестом.
5.3.3. Земляное полотно в условиях подтопления
Земляное полотно (насыпи) на участках подтопления (берега морей, озер, водохранилищ, пересечения водотоков, прижимные участки трассы и пр.) проектируется с учетом постоянно-
го или периодического воздействия водных масс водотоков или водоемов, которое выражается в виде обводнения грунтов тела насыпи, размывающего воздействия, вызываемого течением водного потока или волнением, разрушения и загромождения откосов земляного полотна льдом.
На прижимных участках предпочтительно проектировать земляное полотно прислоненными насыпями.
В условиях подтопления бровка земляного полотна на подходах к водопропускным сооружениям через водотоки в пределах их разлива, при расположении железнодорожных линий вдоль водотоков, озер, водохранилищ и морей, а также бровка оградительных и водоразделительных дамб должна возвышаться над наивысшим расчетным уровнем воды при пропуске наибольшего паводка с учетом подпора, наката волны на откос, ветрового нагона, приливных и ледовых явлений, не менее, чем на 0,5 м, а бровка неза-топляемых регуляционных сооружений и берм — не менее, чем на 0,25 м.
Наивысший расчетный уровень воды определяется по СНиП 2.01.14-83 исходя из вероятности превышения:
на скоростных, особо грузонапряженных линиях и линиях I—III категорий общей сети — Г.300 (0,33 %);
на линиях IV категории общей сети — 1:100 (1 %);
на подъездных путях IV категории — 1:50 (2 %).
Подпор определяется с учетом возможного размыва русла под мостом, но не более чем на 50 % полного размыва.
Высота ветрового нагона и высота наката волн определяются по СНиП 2.06.04-82 для указанных выше обеспеченностей наивысших расчетных уровней воды.
На прижимных участках трассы должны учитываться заторные и за-жорные явления.
Возвышение бровки земляного полотна на подходах к малым мостам и трубам над уровнем воды при павод
ках с учетом требований, описанных выше, должно быть не менее 0,5 м, а для труб при полунапорном режиме работы — не менее 1,0 м.
Откосы и подошвы насыпей на подходах к мостам и трубам, регуляционных сооружений и конусов в пределах подтопления должны быть укреплены от воздействия течения воды, волн и льда. Типы и методы проектирования укрепления рассматриваются в 6 разделе.
5.3.4. Земляное полотно на болотах, мокрых и слабых основаниях
Земляное полотно (насыпи) на болотах при их глубине более 3—4 м и поперечном уклоне минерального дна, превышающем значения, указанные в п. 5.2.2, сооружается по индивидуальным проектам. При этом все требования, предъявляемые к земляному полотну при сооружении его на глубоких болотах те же, что и при сооружении по групповым профилям, приведенным на рис. 5.10—5.14. Однако при этом необходимо проверять расчетом устойчивость откосов, величины упругих осадок, стабильность торфяного основания. При необходимости предусматриваются необходимые противодеформационные мероприятия: увеличение высоты насыпи, уширенные бермы, устройство шпунтовых ограждений и пр. (рассматриваются в 6 разделе).
При возведении насыпей на мокрых и слабых основаниях при сохранении слабого грунта под насыпью в необходимых случаях используется геотекстиль, укладываемый непосредственно на поверхность болота, или выравнивающий слой дренирующего грунта. Он перераспределяет нагрузки, выравнивает осадку и предупреждает локальное продавливание грунта в основании.
Если при возведении насыпей на сыром и мокром основании использу-283
ются мелкие и пылеватые пески или глинистые грунты, то предусматриваются мероприятия, обеспечивающие устойчивость и прочность земляного полотна и его основания: осушение грунтов основания посредством углубления канав и вертикальных дрен, использования прослоек геотекстиля или дренирующих грунтов; устройство берм.
В этих случаях бровка насыпей должна возвышаться над уровнем длительно (более 30 сут.) стоящих поверхностных вод или над расчетным уровнем грунтовых вод, а при сырых основаниях над поверхностью земли на величину, достаточную для предохранения основной площадки от пучения и просадок. В зависимости от вида грунта и глубины промерзания эта величина составляет от 0,6 до 2,4 м. За расчетный уровень грунтовых вод обычно принимают осенний уровень.
5.3.5. Земляное полотно в районах вечной мерзлоты
К вечномерзлым относятся грунты, имеющие в течение трех лет и более отрицательную или нулевую температуру и содержащие лед. Вечномерзлые грунты занимают более половины территории России. Их южная граница проходит южнее бывшего БАМа, затем по правобережной пойме Енисея, пересекает Западную Сибирь и Урал на широте 63—65° и выходит к пойме Печоры и побережью Белого моря севернее Архангельска, затем пересекает Кольский полуостров.
Вечная мерзлота бывает сплошная — охватывает большие территории, прерываемые отдельными талыми участками под крупными водотоками, озерами и в местах выходов подземных вод или островная — имеет прерывистое распространение, характерное для южной зоны.
В вертикальном разрезе вечномерзлые грунты могут залегать сплошной толщей без талых прослоек или иметь 284
слоистое строение (в основном на участках вблизи рек и водоемов).
В зависимости от температуры грунта на глубине нулевых амплитуд (10—15 м) вечномерзлые грунты условно подразделяются на низкотемпературные (имеющие температуру минус 2 °C и ниже) и высокотемпературные (выше минус 2 вС). При островной мерзлоте все грунты считаются высокотемпературными.
В районах вечной мерзлоты земляное полотно следует проектировать с учетом свойств вечномерзлых грунтов при их оттаивании в основании земляного полотна, откосах выемок и водоотводных канав, а также наличия мерзлотных процессов — бугров пучения, подземного льда, термокарста, солифлюкции, наледей.
Земляное полотно в районах распространения вечной мерзлоты может сооружаться по групповым и индивидуальным проектам.
Групповые решения применяются для участков трассы, характеризую-щйхся величиной относительной осадки оснований при оттаивании 5 <0,1 и устойчивыми грунтами в откосах, независимо от глубины, характера залегания и температуры вечномерзлых грунтов. Это насыпи на основаниях I и II категорий просадочности (5 < 0,03 и 5 0,1 соответственно), сооружаемые из скальных, крупнообломочных, песчаных талых и сыпучемерзлых грунтов (с влажностью до 0,03), не подвергающихся морозному пучению и сохраняющих прочность при увлажнении, промерзании и оттаивании, а также выемки глубиною до 12 м в скальных и крупнообломочных грунтах, в крупных и средней крупности талых песках и вечномерзлых грунтах I категории просадочности (при 5 < 0,03).
В этих случаях высота насыпей на всех видах оснований назначается по условиям проектирования продольного профиля. Однако, на торфяном основании, в том числе на марях с мощностью торфа более 1 м, насыпи из условия предупреждения недопустимых уп-
Рис. 5.20. Схема устройства искусственного основания насыпей высотой не менее I м на участках с вечномерзлыми грунтами II и III категорий (слева) и IV категории просадочности (справа): I — водоотводная канава; 2 — дренирующий грунт; 3 — теплоизоляция, назначаемая по результатам теплофизн-ческих расчетов; 4 — дренажная труба; 5 — глинистый грунт; б — поверхность вечномерзлого грунта в естественных условиях
Рис. 5.22. Поперечный профиль выемки в глинистых грунтах, переходящих при оттаивании в текучепластичное и текучее состояние;
1 — дренирующий, крупнообломочиый грунты, в том числе с песчаным и глинистым заполнителем; 2 — дренажная труба; I — толщина слоя, назначаемая по расчету
Рис. 5.21. Поперечный профиль выемки в тугопластичных и мягкопластичных глинистых грунтах: 1 — поверхность вечномерзлого грунта после образования деятельного слоя по периметру выемки; 2 — глинистый грунт; 3 — дренирующий грунт; НП — глубина выемки по продольному профилю; Яр — глубина выемки с учетом величины вырезки h слабого грунта основания, назначаемой по расчету; Л« — величина осадки оттаивающего грунта основания при образовании деятельного слоя по периметру выемки
Рис. 5.23. Поперечный профиль выемки, прорезающий слой подземного льда:
! — откос не круче Г.1,5; 2 — грунт замены; 3 — расстояние до поверхности слоя льда (не менее двойной глубины оттаивания грунта замены); 4 — пеа
Рис. 5.24. Схема устройства насыпи под подземным льдом, залегающим на глубине, равной мощности деятельного слоя:
I — подземный лед; 2 — засыпка местным глинистым грунтом; 3 — поверхность вечномерзлого грунта в естественных условиях; h — мощность деятельного слоя в естественных условиях
285
ругих деформаций пути под поездной нагрузкой должны иметь суммарную высоту не менее 3,0—3,5 м. Ширина основной площадки и ее форма, крутизна откосов назначаются в соответствии с требованиями, изложенными в 5.2 в зависимости от вида, состояния и свойств грунтов с учетом возможного их изменения.
В остальных случаях для устройства земляного полотна в районах распространения вечномерзлых грунтов разрабатываются индивидуальные проекты. Это насыпи со слабым и просадочным основанием, в том числе на марях (при 5 >0,1, т. е. III и IV категорий просадочности) и участках с наличием подземного льда; насыпи на замерзло-ченных косогорах, подверженных солифлюкции и сплывам; выемки в вечномерзлых глинистых грунтах, приобретающих при оттаивании консистенцию с показателем текучести JL > 0,50; участки с активным развитием или возможным возникновением термокарстового процесса; участки с наличием сезонных или многолетних бугров пучения; участки наледей.
На участках со сложными мерзлотно-грунтовыми условиями (грунты, с относительной просадочностью §>0,1 — подземные льды до глубины 4 м от поверхности, термокарст) следует предусматривать сохранение грунтов основания в вечномерзлом состоянии для исключения длительных деформаций, нарушающих условия нормальной эксплуатации, а также предотвращения возможности скопления поверхностных вод у земляного полотна и водопропускных сооружений (А. А. Цернант, Г. С. Переселенков).
Независимо от температуры вечномерзлых грунтов в проекте должны быть учтены осадки насыпей и основной площадки выемок, определяемые расчетом. Они образуются в результате деформирования грунтов деятельного слоя и оттаивания вечномерзлых грунтов. При этом для обеспечения после осадки нормальной ширины обочины ширина основной площадки b увеличи-286
вается на ДА, определяемое расчетом, но не менее, чем на ДА = 1,5$э, где $э — величина эксплуатационной осадки.
Для уменьшения этих деформаций на участках с вечномерзлыми грунтами II—IV категорий при высоте насыпей менее 1 м предусматривается устройство искусственного основания глубиною А (по расчету) (рис. 5.20). В выемках в тугопластичных и мягкопластичных глинистых грунтах для предотвращения последующих деформаций глубину выемки увеличивают и устраивают защитный слой из дренирующего грунта (рис. 5.21), а в грунтах, переходящих при оттаивании в текучепластичное или текучее состояние, должна быть предусмотрена замена такого грунта на дренирующий крупнообломочный по всему периметру выемки (рис. 5.22). Если выемка прорезает линзу подземного льда, надо и ее полностью вырезать, а если слой льда выходит на откосы, то выемка раскрывается на такую ширину, чтобы можно было бы предусмотреть замену грунта на откосах (рис. 5.23). Если насыпи возводятся на участках, где подземный лед залегает на глубине, равной мощности деятельного слоя, то необходимо предварительно лед удалить таким образом, чтобы полная высота насыпи вместе с дренирующим верхним слоем составляла бы не менее 4 м (рис. 5.24).
В пределах марей и торфяников не следует удалять торф и растительномоховой покров в основании насыпей. Особое внимание необходимо уделять водоотводным устройствам (см. гл. 6).
5.3.6. Земляное полотно в горных и сейсмических условиях
Для участков линий, проходящих у подножия крутых скальных косогоров или расположенных в скальных выемках, в необходимых случаях должны предусматриваться противообвальные защитные сооружения и устройства— галереи, улавливающие полки и т. д.
Земляное полотно в районах с сейсмичностью 7—9 баллов сооружается по индивидуальным проектам. Поперечное сечение проектируется с учетом обеспечения устойчивости откосов при воздействии сейсмической силы.
Расчетная сейсмичность земляного полотна принимается по сейсмическим свойствам грунтов 10-метрового слоя. В ряде случаев (особенно при сейсмичности в 9 баллов) крутизну откосов приходится уменьшать вплоть до 1:2,25. При возведении насыпей из разных грунтов целесообразно в верхних слоях размещать более легкие грунты. На косогорах основную площадку земляного полотна желательно размещать полностью на полке или на насыпи.
5.3.7. Земляное полотно в засоленных грунтах, лёссах, районах подвижных песков
Особенности устройства земляного полотна в засоленных грунтах и лёссах рассмотрены выше в пп. 5.2.2 и 5.2.3, где приведены условия применения и описаны конструкции групповых решений. В остальных случаях разрабатываются индивидуальные проекты с уче
том тех же требований, что приведены в пп. 5.2.2 и 5.2.3, но с соответствующими обоснованиями инженерными расчетами.
На участках распространения подвижных песков конструкцию земляного полотна необходимо выбирать такой, чтобы она не подвергалась песчаным заносам. Кроме того предусматривается ряд мероприятий по предохранению земляного полотна от выдувания и образования песчаных заносов. К подвижным пескам относятся такие, которые содержат менее 5 % пылевато-глинистых фракций и покрыты растительностью менее, чем на 15 % площади.
В зависимости от степени подвижности песков и годовых объемов переноса песка назначается ширина фито-мелиоративной защиты прилегающей к земляному полотну территории — от 300 до 1000 м. Продольный профиль и земляное полотно следует проектировать с учетом вписывания в рельеф местности при максимальном сохранении растительности и, как правило, насыпями высотой до 0,9 м и крутизной откосов 1:2, так как высокие насыпи изменяют условия прохождения ветропесчаного потока.
5.4. НАГРУЗКИ НА ЗЕМЛЯНОЕ ПОЛОТНО.
НАПРЯЖЕНИЯ В ЗЕМЛЯНОМ ПОЛОТНЕ И ЕГО ОСНОВАНИИ
5.4.1. Внешние нагрузки на основную площадку
При проектировании земляного полотна новых линий, при проверках стабильности существующего эксплуатируемого земляного полотна и разработке мероприятий по его усилению в соответствующих расчетных моделях учитываются действующие на основную площадку внешние нагрузки.
Это, прежде всего, поездные нагрузки интенсивностью рп и нагрузки от веса верхнего строения пУти ръс. Нагрузка рвс является статической. Обычно и нагрузка рп в современных расчетных схемах также принимается статической, однако существуют некоторые способы учета динамического характера этих нагрузок (например, при расчетах устойчивости откосов земляного полотна, см, ниже, п. 5.6.4).
287
Рис. 5.25. Обобщенные эпюры вертикальных составляющих нормальных напряжений-на основной площадке:
а — путь на деревянных шпалах, сечение на выходе из неровности пути, скорость грузового вагона г = 100 км/ч; б — то же. для пути на железобетонных шпалах
За внешние нагрузки принимаются эпюры вертикальных составляющих нормальных напряжений, действующих на основной площадке земляного полотна. В расчетных моделях допускается считать внешние нагрузки приложенными к горизонтальной расчетной плоскости, проходящей через бровки (сливная призма не учитывается). Обобщенные формы эпюр напряжений на основной площадке, возникающих под поездом и записанных экспериментально мессдозами (по данным Г. Г. Коншина) приведены на рис. 5.25.
Так как форма этих эпюр зависит от типа и состояния элементов верхнего строения пути, типа подвижного состава, скорости движения и других условий, то обычно в расчетах принимается некоторая теоретическая форма эпюр напряжений рп, которую можно получить следующим образом. Балластный слой состоит из зернис
того материала, поэтому в нем давление от подошвы шпалы передается по некоторым гиперболическим поверхностям (рис. 5.26).
В соответствии со схемой
ан,в = 1ш ± ZActgp (5.7)
или при р = 60°
аил = 1ш± 1.Ч5Л.
Земляное полотно и верхнее строение пути — протяженные (вытянутые в длину) сооружения, загруженные поездом, поэтому внешние нагрузки рассматриваются как полосовые и основные расчетные схемы являются плоскими. Вид этих нагрузок в соответствии с теоретической эпюрой (при линеаризации криволинейных участков) приведен на рис. 5.27, а, где также показаны и эпюры напряжений от веса верхнего строения пути, которые из-за трапецеидальной формы балластного слоя, создающего основной вес, имеют также трапецеидальное очертание. Однако для простоты расчетов нагрузки рп и двс могут приниматься прямоугольной формы (рис. 5.27, б).
Геометрические параметры эпюр дв, «н> ьв> Ьн, 1Ш, Ьвс, йвс.2 и интенсивность нагрузки рвс зависят от типа верхнего строения пути. Например, для верхнего строения с рельсами Р65, деревянными (железобетонными) шпалами и балластным слоем из щебня на песчаной
Рис. 5.26. Схема передачи нагрузки от подвижного состава на основную площадку:
I—IV — точки передачи давления на основную площадку: 1 — фактическая эпюра нагрузки; 2 — условная эпюра 3 — конус распространения давления
288
Рис. 5.27. Схемы внешних нагрузок на расчетную плоскость (основную площадку земляного полотна): а — однопутную и двухпутную при трапецеидальной форме нагрузок; б — однопутную и двухпутную при прямоугольной форме
подушке рвс = 15,0 (16,0) кПа, ав = 2,00 (1,89) м, ан = 3,50 (3,51) м, для однопутной линии Ьв = 3,40 (3,40) м, Ьн - 5,66 (5,80) м, />вс = 4,53 (4,60) м.
Интенсивность поездной нагрузки рп принимается разной в зависимости от целей и задач расчета:
1) если известны параметры обращающегося подвижного состава и расчетная скорость движения, а решаемая задача требует учета экстремальных условий (например, требуется определить условия нарушения устойчивости откосов насыпи после продолжительных дождей), то следует принимать рп = ah — наибольшему динамическому напряжению, определяемому в подрельсовом сечении основной площадки по оси шпалы, которое рассчитывается по Правилам расчета верхнего строения железнодорожного пути на прочность;
2) если известны параметры обращающегося подвижного состава, а решаемая задача требует учета некоторых средних, обычных условий (например, при расчете осадок прочных оснований насыпей), то
Рп = ^, (5.8)
где Рп — расчетная линейная нагрузка (распределенная вдоль пути), Н/м; /ш — длина шпалы, м.
Расчетная линейная нагрузка
At = 2/ 4' A- max + Л: +
"гр
+ PK_max + 2SP/.+ 2SP/_n)M), (5.9)
где /гр — расстояние между крайними осями в группе (тележек или спаренных осей локомотивов, тележек четырехосных или шестиосных вагонов, двух двухосных, тележек восьмиосных вагонов), м; Pi, Рх, Р,- — средние значения вертикальных сил, передаваемых от колеса на рельс соответственно первой, последней и промежуточными осями в группе, Н; Р|-тах> Рк-max, Pi-max — ТО Же, максимальные значения вертикальных динамических сил, Н. Указанные силы определяются по Правилам расчета верхнего строения железнодорожного пути на прочность;
3) если параметры подвижного состава неизвестны (перспективные условия), то
Рп = 1Рп1. (5.10)
где |рп| — допустимая удельная нагрузка на основную площадку, Па (принимается |рп| = =80 кПа для связных грунтов, |рп| = 90— 120 кПа при наличии защитных слоев и распределяющих прослоек под основной площадкой).
289
5.4.2. Напряженное состояние земляного полотна
Расчеты напряжений производятся в различных случаях. Так, напряжения в грунтах необходимо знать при определении требуемой плотности грунтов проектируемых насыпей или определении требуемой плотности грунтов эксплуатируемых насыпей для сравнения ее с фактической при установлении причин осадок; при расчете осадок оснований проектируемых и существующих насыпей; при расчетах стабильности (сопротивляемости выпиранию) грунтов основной площадки и оснований (также проектируемого и эксплуатируемого земляного полотна). В отдельных случаях указанные расчеты могут являться основой оценки устойчивости откосов и склонов. Напряжения необходимо также знать при проектировании некоторых защитных и укрепительных, поддерживающих и удерживающих сооружений земляного полотна.
Напряжения от внешней нагрузки. Земляное полотно является инженерным сооружением, выполненным из грунтов. Грунты — материалы, деформирование которых не подчиняется закону Гука, т. е. предполагается нелинейная связь между напряжениями и деформациями.
Однако, сооружаемое земляное полотно (насыпи) в настоящее время специально послойно уплотняют до степени, обеспечивающей практически упругую работу грунта под воздействием
Рис. 5.28. Схема внешних полосовых нагрузок
290
временной поездной нагрузки. По нормам СТН Ц-01-95 требуют уплотнения и верхние слои оснований насыпей и грунты под основной площадкой выемок (см. п. 5.1.2). Длительно эксплуатируемые насыпи имеют, как правило, весьма незначительные остаточные деформации.
В связи с этим, а также учитывая небольшие величины действующих напряжений, для их расчета в земляном полотне и его основании возможно использование некоторых простых задач теории линейно-деформируемых тел (линейной теории упругости), в которых предполагается линейная связь между напряжениями и деформациями. Для инженерных расчетов принимаются отдельные плоские задачи этой теории с учетом того, что земляное полотно является линейным (вытянутым в длину)сооружением.
Любые внешние воздействия на земляное полотно или его основание можно представить в виде совокупности полосовых нагрузок прямоугольной и треугольной форм (рис. 5.28) и затем, применяя принцип суперпозиции, суммировать напряжения от каждой элементарной нагрузки.
Используются следующие основные задачи:
а) напряжения от прямоугольной полосовой нагрузки, приложенной к полупространству (рис. 5.29, а). Вертикальные составляющие нормальных напряжений (сжимающие напряжения), действующие по горизонтальной площадке в любой ее точке С полупространства будут определяться по формуле:
о = - £(Pi + 7 sin201 - р, - 4 sin2p,). (5.11) 71
Знак минус показывает, что напряжения сжимающие и в расчетах не учитывается.
Частные случаи формулы (5.11): нагрузка интенсивностью р с правой стороны уходит в бесконечность,
тогда Р] = + и
o = -^(|-₽2-|sin2p2); (5.12)
нагрузка с левой стороны уходит в бесконечность, тогда р2 = - j и
о = _2(р. +iSin2p]+-); (5.13)
п 2 2
нагрузка уходит в бесконечность в обе стороны, тогда Pi = + “,₽?= - т и
2 2
а = -£(т+^)»-р; (5Л4)
л 2 2
б) напряжения от треугольной полосовой нагрузки, приложенной к полупространству (рис. 5.29, б)
о = -1 [z(sin2P! - sin2P2) - XPl + я
+ -sin2P! - р2 - ~ sin2P2)]. (5.15)
Углы р считаются положительными, если они отсчитываются от вертикалей по часовой стрелке и наоборот;
в) напряжения от полосовой нагрузки произвольной формы, приложенной к полупространству (рис. 5.30). Воздействие полосовой нагрузки произвольной формы можно заменить воздействием суммы полосовых нагрузок прямоугольной и треугольной форм. Все они считаются приложенными к полупространству. Криволинейные участки эпюры нагрузки спрямляются.
В этом случае
о = Z о,-, (5.16)
1
Рис. 5.29. Полосовые нагрузки, приложенные к полупространству:
а — прямоугольная: б — треугольная
где п — количество нагрузок, на которые разбивается эпюра; о,- — напряжения от i-й нагрузки, Па.
Для облегчения расчетов относительные величины напряжений при р = = 1 от прямоугольной и треугольной нагрузок табулированы. В этом случае любое напряжение
а = -^рР. (5.17)
где Jp — коэффициент рассеяния напряжений (табл. 5.5, 5.6); р — интенсивность любой прямоугольной или наибольшая интенсивность треугольной нагрузок, Па;
Jp = F(y/b', z/Ь), (5.18)
где b — ширина нагрузки, м; у и z — координаты расчетной точки, м, принятые в системах координат, показанных на рис. 5.29.
Рис. 5.30. Полосовая нагрузка произвольной формы, разделенная на прямоугольные и треугольные нагрузки; все нагрузки считаются приложенными к полупространству
10'
291
Таблица 5.5. Значения /р для прямоугольной нагрузки прн у/Ъ
гЛ 0,00 0,05 0,10 0,15 0,25 0.35 0,50 0,75 1,00 1,50 2,00 2,50
0,00 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
0,05 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 0,500 0,002 0,000 0,000 0,000 0,000
0,10 0,998 0,996 0,996 0,996 0,989 0,961 0,499 0,010 0,003 0,000 0,000 0,000
0,15 0,993 0,993 0,987 0,985 0,966 0,910 0,498 0,030 0,005 0,001 0,000 0,000
0,25 0,960 0,960 0,954 0,942 0,907 0,808 0,496 0,090 0,019 0,002 0,001 0,000
0,35 0,960 0,905 0,900 0,887 0,830 0,732 0,489 0,148 0,042 0,005 0,004 0,001
0,50 0,822 0,820 0,815 0,807 0.728 0,651 0,479 0,218 0,084 0,017 0,005 0,003
0,75 0,670 0,666 0,661 0,647 0,607 0,552 0,449 0,262 0,145 0,050 0,015 0,007
1.00 0,540 0,540 0,543 0,535 0,511 0,475 0,409 0,288 0,185 0,071 0,029 0,013
1,50 0,397 0,395 0,395 0,389 0,379 0,354 0,334 0,273 0,211 0,114 0,059 0,032
2,00 0,306 0,305 0,304 0,303 0,292 0,291 0,275 0,243 0,205 0,134 0,083 0,051
2,50 0,242 0,242 0,242 0,241 0,239 0,237 0,231 0,215 0,188 0,140 0,094 0,065
3,00 0,210 0,210 0,210 0,210 0,210 0,200 0,200 0,200 0,170 0,140 0,100 0,090
4,00 0,160 0,160 0,160 0,160 0,160 0,150 0,150 0,150 0,150 0,130 0,100 0,090
5,00 0,130 0,130 0,130 0,130 0,130 0,120 0,120 0,120 0,120 0,110 0,090 0,080
6,00 0,110 0,110 0,110 0,110 0,100 0,100 0,100 0,100 0,100 0,100 0,090 0,080
Таблица 5.6. Значения /р для треугольной нагрузки прн у/Ъ
z/ь -1.5 -1,0 -0,5 0.0 0.25 0,50 0,75 1.0 1,5 2,0 2,5
0,00 0 0 0 0 0,250 0,500 0,750 1,000 0 0 0
0,25 — — 0,001 0,075 0,256 0,480 0,643 0,324 0,015 0,003 —
0,50 0,002 0,003 0,023 0,127 0,263 0,410 0,477 0,353 0,056 0,017 0,003
0,75 0,006 0,016 0,042 0,153 0,248 0,335 0,36! 0,293 0,108 0,024 0,009
1,00 0,014 0,025 0,061 0,159 0,223 0,275 0,279 0,241 0,129 0,045 0,013
1,50 0,020 0,048 0,096 0,145 0,178 0,200 0,202 0,185 0,124 0,062 0,041
2,00 0,033 0,061 0,092 0,127 0,146 0,155 0,163 0,153 0,108 0,069 0,050
3,00 0,050 0,064 0,080 0,096 0,103 0,104 0,108 0,104 0,090 0,071 0,050
4,00 0,051 0,060 0,067 0,075 0,078 0,085 0,082 0,075 0,073 0,060 0,049
5,00 0,047 0,052 0,057 0,059 0,062 0,063 0,063 0,065 0,061 0,051 0,047
6,00 0,041 0,041 0,050 0,051 0,052 0,053 0,053 0,053 0,050 0,050 0,045
Напряжения от собственного веса грунта. Представим вес полуплоскости на уровне расчетной точки С в виде полосовой прямоугольной нагрузки, обоими концами уходящей в бесконечность (рис. 5.31)
Этот вес
Р = уЛ, (5.19)
где у — удельный вес грунта, Н/м3.
292
Тогда в соответствии с формулами (5.14) и (5.17) напряжение от собственного веса грунта
сту = - р = - у h, (5.20)
т. е. оно равно весу столба грунта над рассматриваемой точкой.
В случае, если массив сложен разнородными грунтами, имеющими разные значения у = у,-, напряжения в расчет-
^77777^/7/7777
₽ГПКШЛШ1Ъ
с
Рис. 5.32. Схема к определению напряжений от собственного веса грунта при многослойном массиве (прн разнородных грунтах)
Рис. 5.31. Схема к определению напряжений от собственного веса грунта в полупространстве
Рис. 5.34. Схема к определению напряжений в насыпях и основаниях насыпей:
/ — полуплоскость; цифры в кружках обозначают номера нагрузок
Рис. 5.33. Схема к определению напряжений от собственного веса грунта: а — в насыпях; б — в выемках: 1 — полуплоскость
ной точке С от собственного веса грунта будут (рис. 5.32) определяться по формулам:
п
Cy-Zy/if или о7 = уй;
п
Zfihj
J_____
п '
Ей,-1
(5.21)
где п — количество слоев грунта; hi — мощность /-го слоя грунта, м; у — средневзвешенное значение удельного веса грунта, Н/м3.
В массивах иной формы (рис. 5.33) определяется по формуле (5.20), но учитывается только весомая часть массива.
Однако, в этом случае уравнение (5.20) дает приближенное решение. Экспериментально и теоретически доказано (А. М. Макеев), что в действительности эпюра напряжений по основанию трапецеидального грунтового массива имеет криволинейное, близкое к параболическому очертание.
Определение напряжений в насыпях. При расчете напряжений в насыпях она заменяется полупространством и напряжения в любой ее точке С (рис. 5.34) определяются как сумма на
293
пряжений от поездной нагрузки стп, нагрузки от веса верхнего строения пути ствс и собственного веса грунта сту, т. е.
а = ап + овс + °г (5-22)
Напряжения стп и ствс находятся по формуле (5.16), а сту — по формулам (5.20) или (5.21) с использованием соответствующих методик, изложенных выше.
5.4.3. Напряжения в основаниях
Напряжения в основаниях насыпей. За нагрузку на основание насыпи принимается эпюра вертикальных напряжений, действующих по контакту насыпи с основанием (см. рис. 5.34). Однако косогорностью основания (при ее незначительности) в инженерных расчетах обычно пренебрегают. Указанные напряжения в любой точке горизонтальной плоскости, заменяющей основание, определяются по формуле (5.22).
Для определения напряжений в любой точке основания Cq (см. рис. 5.34) полученная эпюра разбивается на ряд элементарных прямоугольных и треугольных нагрузок и далее сумма напряжений от этих нагрузок определяется по методике, приведенной в п. 5.4.2 [формула (5.16)].
С учетом напряжений от собственного веса грунта основания полное напряжение
а = £ст, + сту_осн, (5.23)
где Сту-осн — напряжение от собственного веса грунта основания.
Сту-осн = “ Тосн ^ОСН’ (5-24)
где уосн — средневзвешенный удельный вес грунта многослойного основания (при однородном грунте 7осн = Уосн), Н/м3; Лосн — толщина слоя грунта основания над рассматриваемой точкой, м.
Напряжения в основаниях выемок. При определении напряжений в основаниях выемок устанавливается (условно) уровень загрузочной площадки, на котором действуют внешние нагрузки: поездные рп, от веса верхнего строения пути рвс и от веса вышележащих частей грунтового массива (рис. 5.35). Этот уровень для простоты расчетов удобнее принимать на отметках бровок (пренебрегая наличием кюветов); ниже него — весомое полупространство. Тогда в любой ее точке Q
СТ = ОП + СТВС + ^< + ^-0СН. (5-25)
где <тп и Ствс — напряжения от поездной нагрузки и нагрузки от веса верхнего строения пути, Па; определяются по методике, изложенной в п. 5.4.2 как напряжения в полупространстве от прямоугольных и треугольных нагрузок; п — количество нагрузок от веса массивов грунта выемки; щ — напряжения в расчетной точке от Аой нагрузки от
Рис. 5.35. Схема к определению напряжений в основаниях выемок:
цифры в кружках обозначают номера нагрузок
294
веса грунтовых массивов, Па; определяется по методике п. 5.4.2, при этом в данном слу-п
чае 2о/ = о1 + аг + + <Т4 + as - об, т. е. 1
шестая нагрузка — фиктивная, напряжения от нее необходимо вычесть.
Например, на рис. 5.35 п = 6, нагрузки 3 и 4 прямоугольные, уходящие левым и правым концом в бесконеч
ность, напряжения от них определяются по формулам (5.12) и (5.13); нагрузки 5 и б также своими концами уходят в бесконечность, напряжения от них определяются по формуле (5.-15) при
Р1 = + у и Р2 = - у; сту _ осн — напряжения от собственного веса грунта основания — находятся по формуле (5.24).
5.5. РАСЧЕТ ТРЕБУЕМОЙ ПЛОТНОСТИ ГРУНТА И ОСАДОК ОСНОВАНИЙ НАСЫПЕЙ
5.5.1. Расчетная плотность грунтов
В п. 5.1.2 приведены современные нормы требуемой плотности грунтов (по СТН Ц-01-95), применяемые как для сооружения земляного полотна по групповым решениям, так и по индивидуальным проектам (см. табл. 5.2). Однако при разработке некоторых особо ответственных индивидуальных проектов требуемая плотность грунтов рассчитывается как функция действующих в грунтах сжимающих напряжений. Аналогичный расчет производится и для существующих, длительно эксплуатируемых насыпей, когда, например, необходимо обосновать одну из причин ее осадок (рис. 5.36).
В этих расчетах используются компрессионные кривые грунтов. При этом применяется приближенный метод расчета, сущность которого в следующем.
Известно, что в любом слое насыпи действуют постоянные сжимающие напряжения Од, складывающиеся из напряжений от собственного веса грунта сту и напряжений от веса верхнего строения пути ствс (рис. 5.37). При проходе поезда возникают временные напряже
ния от поездной нагрузки стп. Методы определения этих напряжений приведены в п. 5.4.2.
Рассмотрим компрессионную кривую, полученную при испытаниях грунта в одометре при многократном приложении нагрузки стп (рис. 5.38), при этом достигается такая его плотность, при которой ветви нагрузки и разгрузки на участке действия стп практически совпадают.
Очевидно, что величина коэффициента пористости ед на компрессионной кривой соответствует такой плотности грунта, при которой грунт практически будет работать в упругой стадии.
Из рис. 5.38 следует, что
ео = еа-н -а, - а2-а3-...,
где д|, аг, ... — остаточные деформации грунта после первого, второго и т. д. нагружения нагрузкой ап-
Примем, что a2=:p.-ai, а3 = Р ' а2 = Р2 • а1 и т- Д-> ПРИ этом предположим, что ц « const. Тогда е0 = еа-н“я1(1 + Р + Р2 + • • •); очевидно, что ц < 1.
295
Рис. 5.36. Схема к определению одной из причин осадок эксплуатируемой насыпи:
/ — балластный шлейф; 2 — глинистый грунт; 3 — эпюра расчетной плотности грунта насыпи; 4 — эпюра фактической плотности грунта насыпи на момент обследования
Рис. 5.37. Схема напряжений, действующих в насыпи
Поэтому 1 + ц + ц2 + ... «-= ке
1 -ц
и е0 = еа_н -ке • ар Коэффициент ке учитывает многократность приложения временной поездной нагрузки. Экспериментально установлено, что ц » 0,к0,4; ке = 1,1—1,67 (меньшие ве
личины относятся к супесям, большие — к суглинкам).
Однако при рассмотренном методе определения е$ необходимо получать для каждого слоя насыпи свою компрессионную кривую, соответствующую действующим в насыпи (обычно расчет ведется для осевого сечения) напряжениям ста и стп. Это практически неосуществимо. Поэтому в расчете используют лишь одну компрессионную кривую (при однородном грунте), полученную при сттах, соответствующему наибольшему напряжению, действующему в насыпи (рис. 5.39), а для каждого слоя ее перестраивают (аналитически по уравнениям ветвей нагрузки и разгрузки или графически).
Тогда для каждого слоя (например, для слоя I—I, см. рис. 5.37).
е0 = еа-н - МД еа ~ Д е0>- (5.26)
Формула (5.26) получена Г. М. Ша-хунянцем.
При известном значении ед требуемые плотность сложения сухого грунта pj, т/м3, плотность сложения грунта р, т/м3, удельный вес сухого грунта yd кН/м3, и удельный вес грунта у, кН/м3, определяются по известным зависимостям механики грунтов:
Рис. 5.38. Вид компрессионной кривой при многократности воздействия поездной нагруз-
ки Ср
Рис. 5.39. Схема графической перестройки ком. пресснонной кривой
296
Pj /1 \
Prf=T—-; p = p</(1 + h');
1 + e0
Yj ,, . (5.27)
Yrf = T-—: Y = Yrf(l
1 +co
или Y^Prfg; Y = P£.
где ps и Ys — соответственно плотность сложения частиц грунта и удельный вес частиц грунта; w — весовая влажность грунта в долях единицы; g — ускорение силы тяжести, м/с2.
При выводе расчетной формулы (5.26) были приняты следующие допущения: скелет грунта несжимаем; при уплотнении невозможно боковое расширение грунта; временная нагрузка статическая.
5.5.2. Расчет осадок оснований насыпей
В настоящее время СТН Ц-01-95 регламентируют обязательное послойное уплотнение грунтов насыпей (см. п. 5.1.2). Уже возможно достичь такой плотности (для скоростных и особогрузонапряженных линий, например, требуется достигать коэффициента уплотнения к = 1,03 для верхнего полуметро-вого слоя и к = 0,98—1,00 — для нижних слоев), при которой грунт насыпи будет работать практически в упругой стадии. Однако необратимые осадки основной площадки насыпей Sqq могут возникать (и обычно имеют место) из-за осадок их оснований 50сн.
Расчеты осадок оснований производятся:
в случае необходимости назначения запаса на осадку в размере 5qo (рис. 5.40, а) при разработке индивидуальных проектов насыпей. Придание насыпи при сдаче в эксплуатацию полного или частичного запаса на осадку Sqq возможно, если сочетание продольных уклонов пути /| и i2 при проектном уклоне i являете» допустимым (рис. 5.40, б);
в случае необходимости определения требуемого уширения основной площадки 2буш = 2w5,00 (рис. 5.41).
При разработке индивидуального проекта уширение нужно предусматривать у насыпей на мостовых переходах через крупные водотоки (на подходах к большим мостам) — см. п. 5.2.1; />уШ £ 0,5 м;
в случае необходимости определения дополнительного объема земляных работ, производимых при сооружении насыпей в слое толщиной (по оси земляного полотна), где а — доля строительной осадки;
в случаях анализа причин деформаций (осадок) высоких эксплуатируемых насыпей (рис. 5.42). Путем сопоставления расчетной величины 50сн и фактической 50сн.ф, произошедшей со времени сдачи насыпи в эксплуатацию, устанавливается одна из причин осадок основной площадки: если 50сн.ф < S0CH, то осадка основания еще продолжается.
Для расчета 50СН применяется известный метод послойного суммирования осадок, который заключается в следующем.
Основание насыпи по глубине делится на ряд слоев^ горизонтальными плоскостями произвольно при однородном грунте или в соответствии с литологическим строением основания при разнородных грунтах (рис. 5.43); так как осадка формируется в большей степени в верхних слоях, то их толщи-
Рис. 5.40. Схемы к определению запаса на осадку Soo насыпей
297
Рис. 5.42. Схема к определению одной из причин осадок эксплуатируемой насыпи
Рис. 5.41. Схема к определению уширения основной площадки земляного полотна
на назначается меньшей, чем нижних (всего необходимо иметь не менее трех слоев). Основание считается весомым полупространством, задача плоская, двухмерная, статическая. Основание считается загруженным эпюрой вертикальных составляющих нормальных напряжений, определяемых по формуле (5.22).
Сжатие (осадка) каждого слоя толщиной Л,, м, будет выражаться формулой:
(5.28) 1 +епр-/
где ёпр - i и ёо-i — средние в слое величины коэффициентов пористости, соответственно природные (до возведения насыпи) и расчетные (после возведения насыпи и полной
реализации осадки основания); hi — толщина слоя, м.
До возведения насыпи величины enp-i находятся по компрессионной кривой грунта основания (рис. 5.44) по напряжениям от собственного веса грунта основания сту_осн, действующим по нижней границе расчетного слоя (см. рис. 5.43) и определяемым по формуле (5.24). После реализации осадки грунт будет иметь в слое коэффициенты пористости ео-!-, которые берутся по той же компрессионной кривой, но при напряжениях от измененного (грунт уплотнился) собственного веса плюс напряжения от воздействия нагрузки от насыпи (воздействия эпюры) — см. рис. 5.43. Это напряжение
Рис. 5.43. Схема к определению осадки основания
298
находится по формуле (5.23) как сумма напряжений от воздействий прямоугольных и треугольных нагрузок, на которые разбивается эпюра.
Суммарную осадку всех слоев найдем для рассматриваемого вертикального сечения как сумму осадок всех расчетных слоев. Это будет приближенная осадка точки контакта насыпи с основанием для данного сечения:
П п X . X. .
S = = S (5.29)
1 1 1 + Спр -I
НИЯ
где п — количество расчетных слоев.
Однако сжатие основания может распространяться ниже уровня zn (см. рис. 5.43), намеченного проектировщиком, или может закончиться выше этого уровня. Поэтому полная искомая осадка основания
^осн = S’ ± *5доп> (5.30)
где 5Доп — дополнительная осадка толщи основания, реализуемая ниже или не реализуемая выше уровня zn, м.
Для ее определения вводится понятие относительной осадки т|. Относительная осадка любого z’-ro слоя
Д А,- епп
п. = —( = _££_!—Ц (5.31)
hi I+?np-Z
или абсолютная осадка i-ro слоя
ДЛ,- = П,Л- (5.32)
Строится эпюра относительных осадок т| = n(z) (см. рис. 5.43) и по ней находится 5Д0П как площадь между кривой г|, осью z и уровнем zn, м2. Действительно, формулу (5.30) в случае слоев бесконечно малой толщины можно представить в виде
гп Ч
S0CH=Jn*±M (5.33)
где Zk — общая мощность сжимаемой толщи основания, м. Из ее структуры
видно, что полную осадку 50сн можно представить как площадь между кривой т| = rj(z) и осями координат z и г|.
При известном значении можно решить перечисленные выше задачи.
Так, запас на осадку насыпи
SOo = So + SHac, (5.34)
где So — осадка основной площадки из-за сжатия основания, м; 5нас — осадка грунтов насыпи, если они в процессе строительства недоуплотнены (см. п. 5.1.2), м.
S0 = (l-а)50сн-/Я, (5.35)
где a — доля осадки основания, реализуемая в процессе строительства насыпи (см. выше); z — коэффициент погашения осадки основания в теле насыпи, являющемся не совсем упругим; I = 0,001; Н — высота насыпи, м.
Если насыпь сооружается на подходе к большому мосту, то необходимое уширение основной площадки (см. рис. 5.41)
Ьуш = mS00 > 0,5 м, (5.36)
где т — показатель крутизны откоса балластной призмы.
Тогда проектная ширина основной площадки определяется как
B=b + 2mS00. (5.37)
299
5.6. РАСЧЕТЫ УСТОЙЧИВОСТИ откосов и склонов
5.6.1. Расчеты устойчивости откосов и склонов в обычных условиях
Откосы — искусственные, а склоны — естественные наклонные поверхности. Все типы земляного полотна, кроме нулевых мест, имеют такие поверхности.
Нарушение устойчивости откосов или склонов, на которых размещено земляное полотно, является, как правило, аварийной деформацией и поэтому умением оценить и проанализировать устойчивость откосов (склонов) должен обладать любой инженер путей сообщения.
Наблюдения за поверхностями, по которым происходит смещение грунтов откосов или склонов, показывают, что они, как правило, криволинейны. Это обстоятельство было отмечено еще в 1899 г. в книге "О сопротивлении естественных оснований" (МНИТ, В. И. Курдюмов), а позже в "Кратком курсе оснований и фундаментов" (1902 г.) указывалось на экспериментальные подтверждения криволинейности поверхностей смещения грунтов.
В однородных связных грунтах эти поверхности в различной степени напоминают чашеобразные или цилиндрические, а в сыпучих грунтах они приближаются к плоскости. Иногда смещения происходят по контакту разнородных слоев грунтов, в этом случае они имеют любую форму и предопределены литологическим строением откоса или склона.
Устойчивость откоса или склона количественно можно оценить с помощью коэффициента устойчивости к. В общем виде к представляет собой отношение факторов, сопротивляющихся смещению, к факторам, его вызывающим.
Расчеты устойчивости производят как при проектировании земляного полотна и различных поддерживающих 300
сооружений, так и при анализе устойчивости уже существующего, эксплуатируемого земляного полотна.
Обычно оценку устойчивости рассматривают в плоской задаче, имея в виду, что откосы или склоны являются протяженными в длину грунтовыми массивами.
Все многообразие природных явлений, связанных с нарушением устойчивости, можно свести к следующим трем моделям:
а) поверхность смещения (если деформация произошла) или возможного смещения (если ее нет, но в принципе она возможна) имеет произвольную (любую) форму, т. е. она предопределена литологическим строением откоса или склона (рис. 5.45, а);
б) поверхность смещения кругло-цилиндрическая (в плоской задаче круговая кривая) (рис. 5.45, б);
в) поверхность смещения плоская (рис. 5.45, в).
В этих моделях принята гипотеза так называемого "затвердевшего клина", т. е. предполагается, что массив смещающегося грунта (в дальнейшем будем называть его блоком возможного смещения) при деформации (или возможной деформации) перемещается как единое целое, без разделения на отдельности и без образования трещин.
Общие выражения коэффициентов устойчивости для рассматриваемых моделей будут:
1-П к=П
,?i Tya-i 5 ^уд-i
к = ----- ;(а) к^--------; (б)
J ^сдв -I ^сдв -I
Л = ^2-, (в) (5.38)
'сдв
где п — количество частей (отсеков), на которые разбивается вертикальными плоскостями блок возможного смещения; Гуд-! и 7адв-1— удерживающие и сдвигающие
силы, действующие в /-м отсеке, Н/м; Л/уД-/ и Мсдв-i — моменты удерживающих и сдвигающих сил относительно оси круглого цилиндра [в случае модели (б) деформация рассматривается как вращение блока возможного смещения вокруг центра 0 круговой кривой], Н м/м; Гуд и Тсдв — удерживающая и сдвигающая клин силы, Н/м.
Наибольшее развитие получил метод, соответствующий модели (б). Однако, как это показано ниже, данная модель является лишь частным случаем модели (а). Рассмотрим подробнее эти модели.
При любой форме поверхности возможного смещения [модель (а)], на любой выделенный из блока смещения отсек (например, отсек 3 на рис. 5.45, а) действуют следующие силы (в пределах отсека поверхность смещения принимается плоской).
Внешней силой является равнодействующая всех сил, действующих на z-й отсек Qit Н/м. Это может быть сумма сил веса грунта в пределах отсека и давления от веса земляного полотна, размещенного на склоне или сейсмической силы и пр. (рис. 5.46, а):
б,- — угол отклонения внешней силы Q, от вертикали, град.
В простейшем случае
2, = й>,-1-г,., (5.39)
где со/ — площадь отсека, м2; у/ — удельный вес грунта, размещенного в отсеке, Н/м3; расчет производится для 1 м откоса или склона.
Сила Qi раскладывается на две составляющие
Т, = Qf sin(0, + р,); Nj = Qt cos(0,. + p,), (5.40)
где Ti и Nt — тангенциальная и нормальная составляющие силы Qt, Н/м; р(-— угол наклона основания отсека к горизонту, град; углы р, считаются положительными, если основание отсека наклонено в сторону возможного смещения; углы 0/считаются положительными, если отклонены от вертикали в сторону возможного смещения.
Внутренними воздействиями являются следующие реактивные силы (рис. 5.46, б):
Рис. 5.45. Поверхности смещения грунтов откосов (склонов):
а — произвольной формы; 6 — круглоцилиндрическая; в — плоская; 1 — блок возможного смещения; 2 — коренной грунт; цифрами в кружках указаны номера отсеков, иа которые разбивается блок
301
Рис. 5.46. Схемы внешних (а) и внутренних (б) сил, действующих на отсек
£,•.] — сила, заменяющая действие на i-й отсек вышележащего массива, Н/м; Е( — сила, заменяющая действие на j-й отсек нижележащей части массива, Н/м; Л,- — нормальная реакция основания, Н/м; с,// + ftRi — тангенциальные реакции основания, Н/м; с,/(- — сила сцепления (с(- — удельное сцепление грунта, Па; /,• — длина основания отсека в плоскости чертежа, м); —
сила внутреннего трения, Н/м (ft — коэффициент внутреннего трения грунта, fi = tgcp(-; ср,- — угол внутреннего трения грунта, град.).
Разложим силы и на составляющие и рассмотрим условие предельного равновесия отсека. Для этого составим два уравнения равновесия (как сумм проекций всех сил на поверхность возможного смещения I—I и на нормаль к ней II—II).
Для простоты выкладок примем т|/» т|(-1 ® По- Тогда (при помещении внешних, сил в левые части уравнений)
Tf = с,/,- +/(Л/ + (Е, - Ем) cos(pf - п0);
(5.41)
Ni =Rj- (Ej - Е^) sin (Р,- - n0).
В широких инженерных расчетах обычно принимают углы Т|о = 0, т. е. силы и £|.i горизонтальными. С уче-302
том этого систему (5.41) перепишем в виде:
Tt = cli +fiRi + (Et ~ Ei-i) cos p,.;
(5.42)
Ri=Nt + (E,-E,_|) sin p,-.
Выразим Ri в первом уравнении через второе и, сделав преобразование, получим
Ti = СЛ +fiNi + (Ei ~ Ei-Wi sin Р,- + cos p,).
8Шф.-
Представим/• = tgфz =-------- и
С08ф(-
„ sintp,- sin р,- + cos p.cosm,-
fi sin Р,- + cos p,- =---2-------—- =
СО5ф,-
cos(p, - <pz) =------------ , тогда
COS фу
__ COS(P,- - Ф,)
Ti = сЛ +ЛМ- + (^ (5.43)
COS Ф,-
Уравнение (5.43) является условием предельного равновесия отсека.
Для того, чтобы имело место устойчивое равновесие, необходимо, чтобы правая часть уравнения (5.43), пред
ставляющая собой сумму удерживающих сил, была в к раз больше левой его части — сдвигающей силы Tt. Для этого силу Tt необходимо умножить на к, т. е. условие устойчивого равновесия отсека будет выглядеть следующим образом:
cos(p. - и.)
k7-, = C/,+/,Ni + (E,-E,_,)—(5 44) СО5ф(
Найдем из уравнения (5.44) неизвестную силу Е, (все остальные силы можно вычислить, а Е,.] считается известной из рассмотрения равновесия предыдущего отсека).
COS(p,
Е, = (кТ,-с,/,-/Д)---— + Е,-1 (5 45)
cos(p, - <р,)
Запишем последовательно силы Е( для первого, второго и т. д. отсеков:
cos<pi
Е, = (к7\ - c}lt --------— + О,
COS(P! - ф,)
так как давления на первый отсек от вышележащего массива нет.
вости к найдем из уравнения (5 46), приравняв его нулю'
к =
'~п COS(p,
J.
" (547>
А 7сдв-г z л (cosp, - <₽,)
В уравнении (5 47) не численный ранее член Tya_t учитывается тогда, когда в отсеке поверхность наклонена в сторону, противоположную возможному смещению (см , например, отсек 6 на рис. 5 45, а).
Уравнение (5.47) получено Г. М. Шахунянцем из модели (а) при реализации идеи Б Н. Веденисова о необходимости учета при определении к сил взаимодействия между отсеками Е( и Е,.|, которую он высказал в книге "Устройство пути и способы его лечения" (Трансжелдориздат, 1937 г.)
Расчеты к производятся для одного линейного метра длины пути
Величины допускаемых коэффициентов устойчивости [к] в настоящее время дифференцированы по различным условиям и регламентируются требованиями СТН Ц-01-95
cos<p,
Е2 = (кТ2- c2l2 -faN$——------+Е! и т д
cos(p2 — ф2)
Для любого другого последующего отсека
cos<p,
Е, = (кТ, - с/, -/,У,)-+ Е,_,
cos(P, - ф,)
и для последнего
<=" СО5ф,
E„=S (кТ.-с,/,-/,^---------— (5 46)
/’1 cos(p, - ф()
Силы Е( называются оползневыми силами. Если откос свободный, то Еп = =0 и искомый коэффициент устойчи-
(5 48)
где у„ — коэффициент надежности по назначению сооружения (коэффициент ответственности сооружения), для скоростных и особогрузонапряженных линий у„=1,25, для линий I и II категорий — уп = 1,20, III — у„ = 1,15 и IV — у„ = 1,10, уд. — коэффициент сочетания нагрузок, учитывающий уменьшение вероятности одновременного появления расчетных нагрузок, при основном сочетании ууг = 1,00, при особом (сейсмика) уус = 0,90, для времени строительного периода ууг = 0,95, ус — коэффициент условий работы, при использовании методов расчета, удовлетворяющих условиям равновесия, уг=1,00, при использовании упрощенных методов ус = 0,95
303
5.6.2. Частные случаи расчетов устойчивости откосов и склонов
При кру гл оци л индричес -кой поверхности возможного смещения используется приближенное решение [модель (б)]. Схема расчета в плоской задаче представлена на рис. 5.47. В этой схеме приняты следующие допущения:
смещение блока рассматривается как вращение его вокруг оси круглого цилиндра (в плоской задаче это центр круговой кривой О);
силами взаимодействия между отсеками £, и Ej.i пренебрегают;
силы веса и внешние воздействия Q, приложены к основанию (а не в центре тяжести) отсека, т. е. принимается, что г » А;
внешние нагрузки (рп и рвс) заменяются фиктивными столбами грунта удельного веса у высотою соответст-
Рп Ръс
венно zn - —, м, и zBC = — , м.
Y Y
Расчет производится на один линейный метр массива.
Тогда в соответствии с моделью (б)
Е Муц-i Е {cji + fiNj + 7уд-1)Я 1=1 1=1
Рис. 5.47. Схема к определению коэффициента устойчивости при круглоцилиндрической поверхности возможного смещения
304
После сокращения R получим расчетную формулу
К = -------------- • (5.49)
Формула (5.49) получена К. Терца-ги ранее, чем формула (5.47), но является частным случаем ее, так как (5.47) дает более строгое решение (учитываются силы взаимодействия между отсеками). Разница в величинах к, определенных по обеим формулам, составляет обычно 2—4 %, поэтому модель (б) как наиболее простая, получила наибольшее распространение.
Метод расчета по круглоцилиндрической поверхности стал известен с 1916 г., когда произошел массивный сплыв набережной в Гетеборге (Швеция) — пробуренными скважинами было установлено, что поверхность смещения близка к круглоцилиндрической. Примерно в это же время он был использован в расчетах при строительстве Панамского канала.
Его основоположниками считаются В. Феллениус, Петерсон, Куди, Дж. Олсен. Несколько позже более строгую математическую интерпретацию методу дал К. Терцаги и поэтому сейчас он известен как метод Терцаги.
Для определения самого наименьшего из возможных значений кт!п варьируют величинами R и положениями точек входа (точка А) и выхода (точка В) поверхности возможного смещения (см. рис. 5.47).
При плоской поверхности возможного смещения [модель (в)] схема расчета коэффициентов устойчивости в плоской задаче следующая (рис. 5.48).
Нагрузкой р может служить вес кавальера (условно распределенный) или
нагрузка от какого-либо сооружения. В этом случае при однородном грунте и использовании гипотезы "затвердевшего клина" в формуле (5.47) п = 1, с = = const, у = const, Р = const, Туд = О, поэтому получим выражение
K = c[±fN (5 50)
Т
Следовательно, модель (в) является частным случаем модели (а).
Известно, что
Т= Q sinP;
(5.51) N = Q cosp.
Подставим выражение (5.51) в (5.50) и получим
с/ +/QcosP_ cl
Q sinp Q sinP Q sinP tgp
(5-52)
При прочих постоянных величинах к является функцией только р. Поэтому минимальноезначениек для рассматриваемого откоса может быть найдено при решении экстремальной задачи
— =0; ^>0. dp dp2
Взяв первую и вторую производную по уравнению (5.52), получим
(ЗЯ) tga sin a
,, 2с ,, , „ psina
где Uo = —; Н = h + 2 —----- — приве-
уН у sin(a - е)
денная высота откоса, м.
Критический угол Р, при котором имеет место Kmjn
, л sin а /сса\
tg Ркрит = (5.54)
J~W cos a + У——-Uo+f
В расчетах величины минимальных коэффициентов устойчивости, опреде-
Рис. 5.48. Схема к определению коэффициента устойчивости при плоской поверхности возможного смещения
ляемые по формуле (5.49) или по (5.53) сравниваются с допускаемыми, которые рассчитываются по формуле (5.48).
5.6.3. Влияние воды на устойчивость откосов и склонов
На устойчивость откосов и склонов большое влияние оказывает вода: атмосферные осадки, инфильтрующиеся в земляное полотно или склон; грунтовые воды, насыщающие непосредственно или за счет капиллярного подъема нижние слои насыпей, их оснований, откосы выемок или склонов; подтопляющие откосы или склоны воды водотоков, водохранилищ или пойменные воды на мостовых переходах.
Насыщая грунт, вода существенно изменяет его свойства, а если имеет место фильтрация, то в грунте возникают дополнительные фильтрационные силы. Все это, как правило, уменьшает запасы устойчивости откосов и склонов. Рассмотрим влияние воды на устойчивость откосов на примере влияния паводковой воды на устойчивость пойменных насыпей, как наиболее характерное явление.
Паводковая вода оказывает комплекс воздействий на грунт земляного полотна. По мере подъема и стояния паводковых вод в пойме, вода инфильтрует в грунт насыпи. В зависимости от рода грунта насыпи и основания, его плотности и водопроницае-
305
Рис. 5.49. Схемы насыщения насыпи паводковой водой: / — водонасыщенный грунт
мости, геометрических размеров насыпи и гидрографа паводка по данным ЦНИИСа (Е. А. Яковлева) могут быть различные случаи насыщения грунтов паводковой водой (рис. 5.49). Эти случаи выделены в результате наблюдений на опытных насыпях и моделирования на гидроинтеграторе. Последний случай (см. рис. 5.49, в) встречается редко, однако он отражает самое неблагоприятное сочетание условий влияния воды на устойчивость откосов насыпи. Поэтому он и считается расчетным: принимается, что после длительного подъема и стояния паводка водопроницаемый грунт насыпи оказывается водонасыщенным до отметки наивысшего уровня воды (НУВ), предполагается, что при начале спада паводка вода из поймы уходит внезапно и она экс-фильтрует из тела насыпи под воздействием сил гравитации, ее верхний уровень очерчивается кривой депрессии, над ним размещается зона сплошного капиллярного насыщения.
Именно такие условия были положены в основу расчетной модели (рис. 5.50), предложенной К. С. Орду-
янцем еще до исследований ЦНИИСа и она в основном используется до настоящего времени. Кривая депрессии заменяется ломаной с вершиной на оси насыпи.
Влияние воды на устойчивость откосов в принятой расчетной схеме учитывается следующим образом.
1. Изменяется удельный вес грунта у, Н/м3. Выше уровня сплошного капиллярного насыщения он равен фактическому при естественной влажности грунта (для проектируемой насыпи это получаемый при уплотнении ее грунта, для эксплуатируемой — фактический на момент обследования насыпи); для шестого отсека, например (см. рис. 5.50), он имеет место в объеме, ограниченным частью площади отсека со1. Если насыпь будет возводиться или уже возведена из разнородных грунтов, то учитываются разные значения у, соответствующие разной естественной влажности разных грунтов.
В зоне сплошного капиллярного насыщения (площади части отсека со11 на рис. 5.50) вода держится на менисках и
Рис. 5.50. Расчетная схема к оценке устойчивости пойменной насыпи
306
является дополнительной нагрузкой, поэтому удельный вес грунта увеличивается; как известно в этом случае он будет выражаться формулой:
при водонепроницаемом грунте основания
Q, = Z (п1 'tj 1 м = со1 у +
7=1
Убр = (5 55) + + ®"') Убр + ®'V Yqch’
где — удельный вес частиц грунта, Н/м3, е — коэффициент пористости грунта, ув — удельный вес воды, Н/м3; ув « 10 кН/м3.
Величины капиллярного поднятия воды могут достигать в пылеватых, глинистых грунтах 2—3 м, в песках и супесях они составляют 0,3—0,4 м.
При водопроницаемом основании в зоне сплошного насыщения грунта водой (часть площади отсека со111) действуют силы противодавления и проявляется взвешивающее действие воды; в этом случае удельный вес грунта уменьшается:
Уг“Ув ,,
ъ»=Т77 (5 56)
Если грунт основания насыпи водонепроницаем, то в пределах со111 удельный вес грунта будет равен у6р.
При водопроницаемом основании удельный вес его грунта будет y0C1WB, при водонепроницаемом уосн.
Таким образом, при расчете веса f-го отсека Q, могут быть два следующих случая:
при водопроницаемом грунте основания
где т — количество элементов отсека с разным значением удельного веса грунта
Изменение удельного веса грунтов существенно влияет на устойчивость откоса или склона.
2. При наличии фильтрации (в рассматриваемой расчетной модели это эксфильтрация пойменной воды из грунтов насыпи при внезапном спаде паводка) возникают силы давления фильтрующейся воды на частицы грунта, так называемые фильтрационные или гидродинамические силы.
Движение воды в грунте насыпи характеризуется, как известно, гидродинамической сеткой, состоящей из линий тока и линий равного напора. Линии тока в каждом элементарном объеме грунта имеют уклон J,. В расчетной модели (см. рис. 5.50) он принимается средним в пределах площади со111 отсека Jt и фильтрационная сила d, в этих же пределах выражается приближенной формулой:
rf,«со)" 1 м ув 7, (5 57)
Эта сила является сдвигающей и тогда коэффициент устойчивости откоса или склона в соответствии с формулой (5.47)
Q1 = 'L<o>Yj- 1 м = со1 у + о11 у6р +
/=!
/=" cos®,
+ Ул + ®'^ УоСН-Л’
(^СДВ -I +
cos®, cos(P, - Ф,)
(5 58)
к =
307
Рис. 5.51. Схемы к определению снижения сопротивления сдвигу при водонасыщении грунта: а, б — зависимости удельного сцепления с и угла внутреннего трения <р от влажности; в — поверхность возможного смещения
Обычно в расчетах устойчивости принято определять фильтрационную силу приближенно для всего блока возможного смещения, т. е. рассматривать равнодействующую Dq всех сил rf,-:
£>0 « П • 1 м • ув • Jo> (5.59)
/=л
где П = X со111, м; Jo — средний уклон кри-/=1
вой депрессии (значения Jo колеблются примерно от 0,003 для песков до 0.200 для глин).
Сила Dq считается целиком сдвигающей и тогда
'=я COS©,-
'
К =----:-----------------С05(Р/~Ф»). (5.60)
COS©,-
SJcaB-f---------— +
cos(P,-<p,)
3. Водонасыщение грунтов в значительной степени влияет на изменение параметров их сопротивления сдвигу (рис. 5,51). В природном состоянии (при естественной влажности wnp) эти параметры существенно выше, чем при влажности полного водонасыщения
и- —«0,70+0,50; — « 0,85+0,75. В
sat спр Фпр
пределах части поверхности возможно-308
го смещения АС имеют место Спр и српр (см. рис. 5.51, в), в пределах ВС— Cior и cpior; влажность полного водона-
е ув сыщения Wsal =----.Снижение сопро-
Yj
тивления сдвигу грунтов существенно уменьшает коэффициент устойчивости.
5.6.4. Влияние на устойчивость откосов насыпей динамического характера поездных нагрузок
Как показано в.п. 5.6.1 при расчетах устойчивости откосов и склонов внешняя поездная нагрузка учитывается в статической расчетной схеме в виде фиктивного столба грунта при интенсивности нагрузки рп (см. п. 5.4.1). Такая схема учета правомерна при расчетах устойчивости нестабильных склонов и откосов выемок. При оценке устойчивости откосов насыпей указанный метод учета внешней поездной нагрузки не отражает специфических условий работы насыпи при воздействии динамической нагрузки по следующим соображениям.
Динамическое напряжение рп> включаемое в статическую расчетную схему в виде статической полосовой нагрузки прямоугольной или трапецеидальной формы (см. п. 5.4.1), учитывает дейст-
вие динамических сил, возникающих при колебаниях обрессоренных и необрессоренных масс экипажа при прохождении по пути, имеющем неровности с учетом несовершенств колес экипажей. Таким образом, динамический характер поездных нагрузок учитывается только как бы "до уровня основной площадки" и отражается только на величине рп. Однако фактически при проходе по насыпи поезда в ней возникает сложный колебательный процесс, неравномерный в пространстве и времени. Он характеризуется кратковременным (1—2 мин) силовым "обжатием" всей насыпи весом поезда, возникновением низкочастотных колебаний грунтов (обусловленных в основном воздействием тележек экипажей) и высокочастотных вибраций (обусловленных наличием неровностей).
При колебаниях масс грунтов и виброперемещениях их частиц и агрегатов проявляются инерционные (динамические) силы колеблющихся масс грунта (пропорциональные ускорениям колебаний), диссипативные силы (силы сопротивления, пропорциональные скорости колебаний и параметрам вязкого трения), а также происходит снижение сопротивления грунтов сдвигу, обусловленное, в основном виброперемещениями частиц и агрегатов.
Эти проявления динамического процесса назовем динамическим состоянием насыпи в отличие от
статического состояния, которое имеет место, когда поезда нет или он стоит. Это динамическое состояние, существенно снижающее устойчивость откосов, никак не учитывается величиной рп.
В настоящее время уже накоплен достаточно обширный экспериментальный материал о количественных характеристиках параметров колебаний (амплитуд А, мк, ускорений а, м/с2 и др.), а также динамических характеристиках сопротивления сдвигу (сдан, Па, и фдиН, град), в том числе и их распределении по поперечному сечению железнодорожной насыпи и затухании с глубиной (И. В. Прокудин, В. В. Виноградов, Ю. П. Смолин, Г. Г. Коншин, С. А. Вознесенский, Г. М. Стоя-нович и др.). Сделаны первые шаги в создании расчетной модели оценки устойчивости откосов железнодорожной насыпи с учетом ее динамического состояния (В. В. Виноградов, И. В. Прокудин). Сущность такой модели можно уяснить из рис. 5.52.
На основную площадку насыпи действует динамическая составляющая поездной нагрузки Pg, кН. В расчетных точках на поверхности CD возможного смещения, являющихся проекциями центров тяжести отсеков, приложена равнодействующая 0, кН/м сил веса, инерционной и диссипативной сил. По основанию отсека действуют реактивные силы сцепления и трения, перемен-
Рис. 5.52. Схема к учету динамического состояния насыпи при расчетах устойчивости откосов
309
Рис. 5.53. Значения интегральных параметров J для различных условий:
I — пылеватый песок с К = 0,90 + 1,00; 2 — супесь с Jl < о. К = 0,97 + 1,00; 3 — супесь с Ji. S 0.25, К = =0,90 + 1,00; 4 — легкий суглинок с Л < 0. К = =0,90 + 0,95: 5 — легкий суглинок с Ji. s 0,25. К = =0,90 + 1,00; б — тяжелый суглинок с 0,50, К = =0,90+ 1,00
Таблица 5.7. Коэффициенты динамики ая для насыпей
Я, м Н„ м Грунты
Суглинки Супеси Пылеватые пески
Виешияя поездная нагрузка рл. кПа
20 40 60 80 100 20 40 60 80 100 20 40 60 80 100
3 3 1,02 1,05 1,05 1,06 1,06 1,06 1,09 1,11 1,12 1,13 1,03 1,05 1,06 1,06 1,07
5 3 1,05 1,08 1,10 1,11 1,13 1,08 1,13 1.16 1,17 1,18 1,06 1,12 1,15 1,16 1.17
6 1,03 1,05 1,06 1,07 1,16 1,04 1,07 1,09 1,10 1.П 1,03 1,07 1,08 1,08 1,10
3 IJ! 1,16 1,20 1,23 1,23 1,09 1,13 1,17 1,19 1,19 1,08 1,16 1,20 1,22 1,22
9 6 1,06 1,10 1,13 1,16 1,17 1,06 1,10 1.12 1,15 1,16 1,06 1,10 1,13 1,15 1,18
9 1,04 1,08 1,09 1,12 1,13 1,02 1,06 1,07 1,08 1,09 1,04 1,06 1,08 1,10 1,Ю
3 1.13 1,19 1,24 1,26 1,28 1,11 1,17 1,21 1,23 1,25 1,09 1,17 1,20 1,22 1,23
12 6 1,07 1,12 1,16 1,19 1,21 1,07 1,12 1,15 1,19 1,20 1,06 1,11 1,14 1,17 1,18
9 1,05 1,08 1,12 1.14 1,16 1,04 1,08 1,13 1,17 1,19 1,03 1,08 1,11 1,14 1,16
12 1,04 1,07 1,09 1,11 1,13 1,01 1,06 1,07 1,08 1,09 1,02 1,05 1,07 1,08 1,09
3 1,13 1,19 1,24 1,26 1,28 1,11 1,17 1,21 1,23 1,25 1,09 1,18 1,21 1,23 1.23
б 1,07 1,12 1,16 1,19 1,21 1,07 1,12 1,15 1,19 1,20 1,06 1,11 1.14 1.17 1,19
15 9 1,05 1,09 1,12 1,15 1,16 1,04 1,08 1.13 1,18 1,19 1,04 1,08 1,11 1.14 1,16
12 1,02 1,05 1,08 1,09 1,11 1,04 1,08 1,10 1.12 1,13 1,03 1,06 1,08 1,10 1,11
15 1,02 1,04 1,06 1,08 1,09 1,01 1,04 1,06 1,07 1,10 1,01 1,03 1,06 1,08 1,09
3 1,13 1,20 1,25 1,26 1,28 1,11 1,17 1,22 1,23 1,25 1,09 1,18 1,21 1.23 1,23
б 1,07 1,12 1,16 1,19 1,21 1,07 1,12 1,15 1,19 1,20 1,06 1,11 1,14 1.17 1.19
18 9 1,03 1,09 1,12 1,14 1.16 1,04 1,08 1,13 1,17 1,19 1,04 1,08 1,11 1,14 1,16
12 1,02 1,05 1,08 1,09 1.Н 1,04 1,08 1,10 1,13 1,13 1,03 1,06 1,08 1,10 1,11
15 1,02 1,04 1,05 1,07 1,08 1,03 1,05 1,07 1,08 1,11 1,02 1,04 1,05 1,08 1,09
18 1,02 1,04 1,05 1,06 1,07 1,01 1,04 1,05 1,07 1,09 1,01 1,03 1,06 1,07 1,08
310
ные силы сцепления и трения, переменные и увеличивающиеся по мере удаления г, м, от точки приложения силы Pq. Уменьшение сдан и фдан по мере приближения к силе Pq пропорционально амплитуде колебаний А, также зависящей от г и уменьшающейся от С к D. Для расчета динамических сил используются зависимости а = а(г). В остальном расчет к производится также, как и в статической схеме.
Для приближенного учета динамического состояния насыпи в МИИТе (Т. Г. Яковлева) в результате центробежного моделирования более 200 насыпей в разных условиях создан метод, в котором все проявления динамического процесса "ниже уровня основной площадки" можно учесть введением в статическую модель (см. п. 5.6.1) некоторой приведенной внешней нагрузки
Рпр = Рп7- (5.61)
где J — интегральный параметр, суммарно учитывающий все проявления динамического состояния; он зависит от высоты иасыпи, Н, м, рода и состояния грунта, типа основания (прочное, слабое).
Величины J приведены на рис. 5.53.
С помощью J для осредненных условий получены коэффициенты динамики ад:
Кдин-min
где Kcr-min — коэффициент устойчивости части насыпи высотой Hi, м, и полной высоты Н, м, рассчитанный при внешней нагрузке рп, Па; Кдин-шш — то же, но при внешней нагрузке рпр, Па.
Величины ад приведены в табл. 5.7.
Таким образом, для учета динамического состояния насыпи данной высоты или части ее откоса по рассматриваемой поверхности смещения необходимо определить кст и далее найти
Кдин = ^. (5.63)
5.6.5. Особенности расчетов устойчивости в сейсмических районах
Влияние сейсмичности на земляное полотно регламентируется СНиП П-7-81, которые требуют обеспечить устойчивость сооружений при воздействии на них ударных и вибрационных нагрузок, вызываемых землетрясениями. Указанное влияние учитывается для железных дорог I—IV категорий в районах с сейсмичностью 7, 8 и 9 баллов.
В этих случаях СТН Ц-01-95 требует сооружения земляного полотна по индивидуальным проектам.
При этом для II категории грунта по его сейсмическим свойствам, для земляного полотна из выветренных скальных, вечномерзлых, крупнообломочных, гравелистых, крупных и средней крупности песков, плотных и средней плотности, маловлажных и влажных, мелких и пылеватых маловлажных и влажных песков, а также глинистых грунтов при показателе текучести < 0,50 расчетная сейсмичность принимается на один балл ниже, чем сейсмичность района. В остальных случаях баллы совпадают.
Расчетная сейсмичность для насыпей принимается по сейсмическим свойствам грунтов верхнего 10-метро-вого слоя основания, выемок — в зависимости от сейсмических свойств грунтов 10-метрового слоя ниже контура откосов выемки.
При расчетной сейсмичности 9 баллов и высоте насыпи Н > 4 м откосы ее из дисперсных грунтов рекомендуется уполаживать на 1:0,25. На дорогах I категории при водонасыщенных основаниях их, как правило, осушают. При возведении насыпей из разнородных грунтов необходимо размещать в верхних слоях более легкий грунт. На косогорах не рекомендуется применять полунасыпи-полувыемки.
Особое внимание следует уделять скально-обвальным участкам. В районах с сейсмичностью в 8 и 9 баллов низовой откос насыпей, располагаемых
311
Рис. 5.54. Схема к учету сейсмической силы при расчетах устойчивости откосов
на косогорах круче 1:2, надо усиливать поддерживающими сооружениями.
В России 7-балльная сейсмичность имеет место на бывшем БАМе, в Забайкалье, на Алтае, на Дальнем Востоке; 8-балльная — на границе Северного Кавказа и Закавказья; 9-балльная — на Камчатке и Сахалине.
Рассмотрим, как оценить устойчивость откоса насыпи с учетом сейсмичности.
Сейсмическая сила, действующая на любой отсек блока возможного смещения (рис. 5.54),
Cc-/=mincp- (5-64)
где пц — масса грунта в пределах отсека (т i = , кг; Qg-i — вес отсека, Н/м3);
пс — коэффициент динамичности (зависит от рода грунта, класса сооружения и высоты насыпи; пс = 1 у подошвы насыпи, лс = 2 у бровок); р — ускорение сейсмической волны, м/с7.
Таблица 5.8. Значения коэффициентов сотрясения
Балл земле* трясения Наименование землетрясения Коэффициент сотрясения рс
7 Очень сильное 0,010-0,025
8 Разрушительное 0,025 - 0,050
9 Опустошительное 0.050-0,100
п 6g-»'
Подставим = в формулу
(5.64) и получим:
Qc-i=«с Р = «с Pc Qg-t = U Qg-i • (5.65) о
где цс = — коэффициент сотрясения (табл. 5.8); ц = «с Цс — динамический коэффициент сотрясения.
Направление сейсмической силы непредсказуемо, поэтому в расчетах обычно принимают, что сила 2С_(- направлена горизонтально и тогда равнодействующая силы веса 2g_,- и сейсмической силы 2c-i будет и имея в виду выражение (5.65) получим
Qi^Qg-i'H^V?. (5.66)
Эта равнодействующая раскладывается на тангенциальную и нормальную составляющие
Tf=21sin(0c_,.+ P,.);
(5.67) N,= 2;cos (Gc_, + P,),
где Qc-i — угол отклонения равнодействующей силы от вертикали:
-
e-i=Qg-i= Qg-i =ц-
312
В дальнейшем используется метод, изложенный в п. 5.6.1, и формула (5.47). Можно также пользоваться формулой (5.60), в которой вместо равнодействующей фильтрационного давления Dq подставляется полная сейсмическая сила Qc, действующая на весь блок: Qc = |i£?g, а силы Tj и Nj находятся по формулам (5.40).
5.6.6. Проектирование равноустойчивых откосов
Равноустойчивыми откосами проектируемых насыпей и выемок или откосами контрбанкетов, сооружаемых для усиления существующих (эксплуатируемых) насыпей (рис. 5.55), являются такие, у которых любые части откосов имеют примерно одинаковые самые наименьшие из всех возможных
КОЭффИЦИеНТЫ УСТОЙЧИВОСТИ Kmin min и при этом выполняется условие, что все «min min * М- В этом случае устойчивость откосов по всей их высоте будет обеспечена, а объемы земляных работ будут минимальными.
Рассмотрим методику определения Kmin min на примере проектирования верхней части насыпи (рис. 5.56). Используется метод направленного поиска. Задаются высотою рассматриваемой части откоса h\ и его крутизною кшр При наличии фиктивных внешних нагрузок zn и zBC рассчитывается серия к для поверхностей возможного смещения, проходящих через намеченную точку их выхода на основную площадку (например, точка 4 на рис. 5.56), и основание рассматриваемой части откоса (точка А 0. Эта серия различается величинами радиусов Л;-. Среди полученных расчетом к находится Kmin
Ъвс-У2
Рис. 5.55. Схема равноустойчивого откоса: а — проектируемой насыпи; б — контрбанкета усиливаемой эксплуатируемой насыпи; I — дренирующий грунт; 2 — глинистый грунт
313
Рис, 5.56. Расчетные схемы к определению Kminmin
для указанной серии. Аналогичные расчеты проводятся для других серий поверхностей, проходящих через другие точки выхода на основной площадке. Среди найденных значений Kmin выбирается самый наименьший Kmjn mjn (см. рис. 5.56), он и будет характеризовать устойчивость рассматриваемой части откоса. Если он существенно отклоняется в ту или другую сторону от [к], то изменяют h\ или т\ и делают перерасчет.
После окончания проектирования верхней части откоса к ней пристраивается нижележащая часть, имеющая высоту hi и крутизну откоса 1:^2 и производится снова определение Kminmin и т.д.
При проектировании следует соблюдать требование нормативов по /г,-.тах и Щ,- (СТН Ц-01-95), ширину полок (берм) обычно назначают в пределах 4 —12 м.
В настоящее время существуют многочисленные программы для расчетов Kmin min на ПЭВМ и проектирование производится машинным способом.
Проектирование равноустойчивых откосов контрбанкетов производится аналогично.
314
При проектировании используются характеристики грунтов у , с и <р , получаемые путем статистической обработки результатов их лабораторных или полевых определений в соответствии с требованиями СНиП 2.02.01-83 "Основания зданий и сооружений". При отсутствии таких данных для оснований насыпей могут использоваться характеристики, рекомендуемые указанным СНиПом, а для эксплуатируемых насыпей — среднестатистические характеристики для таких насыпей, приводимые в литературе.
5.7. Расчеты стабильности оснований насыпей и основных площадок выемок
В глинистых грунтах при воздействии внешних нагрузок (и особенно динамических) иногда деформации уплотнения переходят в пластические деформации выпирания, так как вода в грунте, в основном, связанная, практически не отжимается, но ее присутствие существенно снижает сопротивление грунтов сдвигу. В таких случаях при
проектировании земляного полотна или установлении причин деформаций эксплуатируемого земляного полотна необходимо выполнять расчеты стабильности оснований насыпей или грунтов под основной площадкой выемок.
Характерные виды деформаций выпирания основания насыпей и основных площадок выемок приведены на рис. 5.57. Деформация S грунтового массива может характеризоваться в этих случаях следующими фазами (рис. 5.58, а).
Для того чтобы не было не только деформаций выпирания, но и сдвигов, необходимо, чтобы в любой точке С массива было выполнено условие
т^/о + с, (5.68)
где т — касательное напряжение, действующее по некоторой площадке, включающей рассматриваемую точку (рис. 5.58, б), Па; /=tg<p, град, и с, Па — параметры сопротивления сдвигу (f — коэффициент внутреннего трения, ср — угол внутреннего трения ис — удельное сцепление); о — нормальное напряжение, действующее на эту же площадку, Па.
Рис. 5.57. Характерные виды деформаций выпирания:
а — оснований насыпей; б — основных площадок выемок
Рис. 5.58. Фазы деформаций (а) и схема действующих напряжений (б):
ов — уплотнение; вб — сдвиги: бс — выпирание
Рис. 5.59. Схема к оценке стабильности основания насыпи
315
Стабильность против сдвига и выпирания может быть оценена так называемым коэффициентом стабильности ко-
ко=^^Мко1. (5-69)
где [ко] — допускаемый коэффициент стабильности; он не нормирован, но в первом приближении может определяться так же, как и [к] — см. п. 5.6.1.
Рассматривается плоская задача. Как известно из строительной механики
т = (<Т| - ст2) sin a cos а ;
(5.70)
ст = Ст! cos2 а + ст2 sin2 а ,
где Ст| и Ст2 — главные напряжения, Па; а — угол наклона площадки сдвига, град. (см. рис. 5.58, б).
Подставив выражения (5.70) в (5.69) и выполнив преобразования, получим
л
к0 = ----------/tga, (5-71)
sin a cos а
где Я =
/о| +с СТ] — 02*
Так как для рассматриваемой точки А = const, то коэффициент стабильнос
ти ко при данных <р и с и действующих напряжениях является функцией только а; т.е. kq = kq (а). Следовательно, K0-min и а = акрит могут быть найдены из условий решения экстремальной задачи, т.е. условий
±•.0
аа
и т4>о аа2
Взяв первую и вторую производные по а уравнения (5.71), получим:
а крнт
(5.72)
K0-min = 2^ (A-f) .
Расчет KQ-min производится для ряда точек массива, затем строятся изолинии равных значений Ko-min, например, как это показано на рис. 5.59.
При наличии зоны возможного выпирания (к0 < 1) проектируются мероприятия по стабилизации (см. гл. 6).
Расчет KQ_min для выемок производится аналогично.
316
Раздел 6
ЗАЩИТЫ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА ОТ НЕБЛАГОПРИЯТНЫХ ПРИРОДНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ.
ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТИ
ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА
6.1. КЛАССИФИКАЦИЯ МЕРОПРИЯТИЙ
ПО ЗАЩИТЕ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА ОТ НЕБЛАГОПРИЯТНЫХ ПРИРОДНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ
При сооружении земляного полотна по групповым проектам, кроме непосредственно самого земляного полотна (см. рис. 5.1), сооружается еще целый ряд устройств, защищающих его от неблагоприятных природных воздействий (воздействий воды, температуры, гравитационных процессов). При разработке индивидуальных проектов земляного полотна эти устройства (их размеры, форма, свойства грунтов и других материалов) обосновываются спе
циальными инженерными расчетами. Также обосновываются расчетами различные защиты существующего эксплуатируемого земляного полотна при необходимости его усиления или для борьбы с возможными или происходящими деформациями.
Классификация упомянутых мероприятий может быть представлена в виде следующей структурной схемы (рис. 6.1).
Рис. 6.1. Структурная схема мероприятий по защите земляного полотна от неблагоприятных природных воздействий
317
6.2. РЕГУЛИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТНОГО СТОКА
6.2.1. Защиты земляного полотна от размыва. Основы расчета конструкций
Для защиты земляного полотна от воздействия атмосферных, в том числе паводковых вод, от его размыва ими и инфильтрации воды в грунт в первую очередь осуществляют планировку всех поверхностей земляного полотна, полосы отвода, берм, резервов, кавальеров, водосборно-водоотводных устройств и пр. Для этого все эти поверхности должны иметь такие поперечные и продольные уклоны, которые обеспечивают быстрый отток поверхностных вод от земляного полотна. Необходимые величины этих уклонов приведены в п. 5.2. При необходимости производится планировка территории, прилегающей к земляному полотну, ликвидируются все западины, бессточные ложбины, особенно это необходимо на поверхности нестабильных склонов.
Правильно запроектированные мероприятия по предотвращению размывов одновременно являются защитой от вредной инфильтрации воды в грунт. Тип укрепления и вид защиты назначаются в зависимости от значимости и размеров сооружения, топографических, климатических, грунто
Рис. 6.2. Виды трав для искусственного дернового покрова:
а — рыхлокустовые (овсяница луговая, тимофеевка луговая); б — корневищевые (костер безостый, пырей ползучий): в — стержнекорневые (люцерна, клевер, донник)
318
вых и гидрологических условий, наличия местных материалов, сроков сооружения и других факторов.
Укрепления уменьшают или предотвращают инфильтрацию атмосферных осадков в грунт, защищают земляное полотно от размывов текущей водой или волноприбоем, предохраняют песчаные откосы и обочины от ветровой эрозии.
Укрепляются откосы насыпей и выемок (кроме откосов, сложенных скальными неразмягчаемыми и крупнообломочными грунтами), обочины насыпей и выемок при песчаных или переувлажненных глинистых грунтах и бермы.
Основными расчетными параметрами при проектировании укреплений, в основном, являются скорость течения поверхностной воды vp глубина потока dj и высота волны с заданной z-й обеспеченностью, %, ее непревышения А, о/о (см. ниже). В отдельных случаях учитывается нагрузка от льда.
Применяют следующие основные типы защитных и укрепительных устройств, отвечающих современным требованиям и максимальной механизации производства работ.
Искусственный дерновый покров (засев травой) образуется посевом семян многолетних злаковых и бобовых трав (смесей рыхлокустовых, корневищевых и стержнекорневых трав — рис. 6.2). Дерн способен предохранять поверхности земляного полотна от размыва при vp < 1,5 м/с в зависимости от глубины потока и даже защитить от небольшого волнового воздействия при < 0,20 м (в соответствии с требованиями СТН Ц-01-95 при выборе типов укреплений расчетная величина ветровых волн для скоростных, особогрузонапряженных линий и линий I— III категорий определяется по СНиП 2.06.04-82 при 1%-ной обеспеченности, для линий IV категории и подъездных путей — 2%-ной).
Травяной покров в два раза увеличивает испарение воды из грунта за счет ее транспирации — отбора воды из грунта через корни растений и испарения ее через стебли и зеленную массу (до 200—250 мм осадков в год). Кроме того, травяной покров армирует верхний слой грунта корневой системой, защищает от водной и ветровой эрозии и инфильтрации, предохраняет от усадочных трещин при воздействии ветра и солнца.
Если откосы сложены переувлажненными пылеватыми грунтами, в которых способны развиваться поверхностные сплывы, то для их предотвращения и удержания семян на откосе до образования корневой системы посев трав производится в железобетонных обрешетках (ранее для этого применялись жердевые или плетневые клетки) (рис. 6.3).
Посев многолетних трав в настоящее время осуществляется способом гидропосева с мульчированием [добавлением в смесь семян с водой мульчирующих добавок (опилок, торфяной крошки и др.) и пленкообразующего материала] без использования растительной земли или механизированным способом посева по слою растительной земли (специальными агрегатами).
Покрытие откосов крупнообломочными грунтами (галечниково-гравийными, щебенисто-дресвяными и др.) применяется там, где посев трав невозможен по грунтовым, климатическим,
техническим условиям или экономически неоправдан. Кроме того, в "обоймы" из крупнообломочных грунтов заключаются откосы насыпей в зоне вечной мерзлоты как охлаждающие средства для предотвращения оттаивания вечномерзлого слоя под насыпью.
При отсутствии крупнообломочных грунтов для покрытия развеиваемых откосов могут применяться торфогрунтовые смеси или глинистые грунты.
Мощение из булыжного камня одиночное или двойное (в два ряда камня) на подготовке из мелкого щебня как способ защиты, требующий исключительно ручной работы, в настоящее время применяется очень редко при малых объемах работ. Однако он надежен и позволяет укреплять откосы или конусы мостов при vp < 2—5 м/с и hP/o< 1,5 м.
Каменные наброски из разрыхленных слабовыветрелых скальных грунтов (горной массы) выполняются в виде защитных призм (рис. 6.4) или набросок разной формы (рис. 6.5, 6.6). Они могут быть однослойными и многослойными (в основном, двухслойными) из слоев камней разного размера (бдльшего размера в верхних слоях). Наброски, изображенные на рис. 6.4 и 6.5, применяются при наличии постоянного подтопления, на рис. 6.6 — периодического подтопления пойменными водами.
Рис. 6.3. Железобетонные обрешетки для посева трав: 1 — обрешетка: 2 — посев трав: 3 — железобетонная свайка
319
Рис. 6.4. Укрепление насыпи защитными призмами из горной массы:
а — при неразмываемых грунтах основания; б — при размываемых грунтах основания; 1 — каменная наброска; 2 — упорная призма; НРУВ н МУВ — соответственно наивысший расчетный и наинизший уровни воды
Рис. 6.5. Укрепление откоса постоянно подтопляемой насыпи каменной наброской иа обратном фильтре:
1 — основное укрепление; 2 — облегченное укрепление; 3 — обратный фильтр; 1п. I* — толщины соответственно подушки н самой наброски; d,y — отметка верха укрепления; НРУВ и МУВ — соответственно расчетный и наинизший уровни воды
В материале горной массы количество обломков расчетного размера dK, м, должно быть не менее 50 % для обеспечения целостности наброски. Размер dK определяется исходя из требований обеспечения устойчивости камня на от-
косе данной крутизны при наличии вдольберегового течения воды с расчетной скоростью Ур, м/с, или при воздействии волноприбоя с расчетной высотой волны hP/a, или из сочетания этих двух воздействий.
НРУВ
b
Рис. 6.6. Укрепление откоса пойменной насыпи двухслойной каменной наброской на геотекстиле: / — рисберма; 2 — геотекстиль: 3 — пес-чано-гравийиая смесь; dty — отметка
верха укрепления; НРУВ — наивысший расчетный уровень воды
320
При наличии вдольберегового течения
v2
<4 =-^-2-.
АЪ^-^
I
cosa
(6.1)
где vp — расчетная скорость течения, м/с, принимается как средняя скорость потока по вертикали у подошвы откоса в рассматриваемом сечении; А — коэффициент, учитывающий устойчивость камня на откосе [А = 1 на участках крутых поворотов русла реки (при радиусах поворота менее 300 м); А = 1,15 во всех остальных случаях]; g — ускорение силы тяжести, м/с2; ух и ув — удельные веса камня и воды соответственно, Н/м3; a — угол наклона поверхности откоса к горизонту, град.
Типы набросок, показанных на рис. 6.4, рекомендуется использовать для укрепления откосов прислоненных насыпей, размещаемых на прижимных участках водотоков (эти типы набросок широко применены на бывшей Байкало-Амурской железной дороге).
Крупность скальных обломков в упорной призме (см. рис. 6.4, б) или рисберме (см. рис. 6.6) принимается такой же, как и в наброске.
Толщина защитного слоя призмы (см. рис. 6.4) а > 3dK, но не менее 1 м, а если призма сооружается не одновременно с ядром насыпи, то не менее 3 м (из технологических соображений).
В менее ответственных случаях (линии III и IV категорий, vp < 4 м/с, высота насыпи Н < 10 м) можно использовать наброску из несортированной горной массы (без расчета б/к) в виде уширенной примерно вдвое защитной призмы, которая рассчитана на последующее частичное переформирование камней под воздействием паводковых вод и ледохода с образованием на откосе самоотмосток из более крупного камня.
При проектировании набросок из рваного камня для защиты подтопляемых насыпей в том числе и от волно-прибоя (см. рис. 6.5 и 6.6) масса расчетного камня определяется по состоя
нию его предельного равновесия от действия ветровых волн:
Kf-rPm^y^.
"’к /й )------------' (6’2)
— - 1 W1 + ctg3 a
IP )
где Kf-r — коэффициент, зависящий от формы элемента, применяемого в наброске (для камня Kf-r = 0,025); рт и р — плотности материалов камня и воды соответственно, т/м3 (рт = yK/g и р = yB/g); Л/% — высота волны / %-ной обеспеченности, м (обеспеченность i принимается в соответствии с СТН Ц-01-95); X — средняя длина волны, м; определяется по СНиП 2.06.04-82.
В этом случае расчетный размер камня приблизительно может быть определен из выражения
ll~.mv
d*=\yTAWN —. (6.3)
Pm
Толщина каждого слоя наброски t, м, если она многослойная (см. пример на рис. 6.6), может быть также приблизительно найдена как
t* adm-i, (6.4)
где а = 2,0 при многослойной, а = 2,5 при однослойной из сортированного камня и а = 3,0 при однослойной наброске из несортированной горной массы; dm-i — расчетный линейный размер камня данного слоя, приведенный к шару, м (определяется по формуле (6.3)).
Для верхнего слоя по условию недопущения волочения камня водой при наличии вдольберегового течения размер dm.i должен быть, кроме того, проверен на условие
V2
rfm-f“20- (6.5)
где vp берется в м/с.
Сортированная горная масса должна содержать не более 25 % неполномерных камней, несортированная — более 50 % камней расчетного веса.
321
Рис. 6.7. Защитные сооружения из габионов:
а — опирающееся на основание из тонких габионов; б — созданное на основании нз каменной наброски; / — габионы сечением 1,0x1,0 м; 2 — тонкие габионы; 3 — максимальная предусматриваемая эрозия; 4 — основание нз каменной наброски; 5 — фильтр нз геотекстиля; б — обратная засыпка; НРУВ и МУЙ — соответственно наивысший расчетный и наинизший уровни воды
При постоянном подтоплении откоса (см. рис, 6.5) в верхней части, где волновое воздействие и скорости течения максимальны, укрепление может
Рис. 6.8. Защитные покрытия:
а — из матрасов Рено; б — переменной толщины; 1 — облицовка матрасами Рено; 2 — максимальная предусматриваемая эрозия: 3 — облицовка габионами; НРУЙ и МУЙ — соответственно наивысший расчетный и наи-низшнй уровни воды
быть основным (более мощным), ниже — облегченным. Основное укрепление размещается на глубину 0,7/г,- о/о от уровня верха укрепления, ниже — облегченное, в котором размер камней определяется по формуле (6.3), но при
= mz, которая находится по формуле:
-М
т. = тк е , (6.6)
где z — глубина, для которой определяется Л.
Размеры рисберм и упорных призм определяются исходя из требований предотвращения размыва основания у подошвы откоса и восприятия составляющей веса вышележащего массива призмы или наброски.
Устройство укреплений в виде каменных набросок экономически и технически целесообразно при vp < 1,5 — 5,0 м/с и /г,- о/о < 1,50 м.
В настоящее время для предотвращения механической суффозии мелких частиц грунта откоса в поры наброски и расстройства наброски она укладывается на слой геотекстиля в гравийнопесчаной смеси (см. рис. 6.6), который играет роль обратного фильтра. Ранее и иногда сейчас в качестве обратного фильтра используется зернистый материал (однослойный или многослойный), гранулометрический состав которого подбирается так, чтобы механическая суффозия отсутствовала (требования к обратным фильтрам см. ниже).
Габионные структуры в виде коробчатых габионов или матрасов Рено (низкие габионы) или их сочетаний в настоящее время начинают широко применяться для создания различных поддерживающих сооружений и защит от размывов откосов подтопленных и подтопляемых насыпей, берегов, конусов и опор мостов (рис. 6.7 — 6.11).
Конструктивно габион представляет собой проволочный остов, заполненный камнем (рис. 6.12). Коробчатые габионы — это ящики прямоугольной формы с откидными крышками, изготовленными из металлической оцинкованной сетки, имеющей шестигранные
322
Рис. 6.9. Защитное сооружение из габионов и матрасов Рено:
I — матрасы Рено; 2 — габионы; 3 — максимальная предусматриваемая эрозия
звенья с двойным кручением (рис. 6.13). Ящики заполняются камнем, крышка закрывается и прикрепляется к стенкам проволокой. В зависимости от высоты ящика коробчатые габионы подразделяются на высокие (высота от 0,5 до 1,0 м) и низкие (высота от 0,17 до 0,30 м — матрасы Рено).
Габионы могут быть разделены на ячейки посредством введения диафрагм, которые служат для упрочнения конструкции и облегчения работ по устройству и эксплуатации габионных сооружений. Диафрагмы имеют такие же характеристики, что и сетка, из которой состоит габион. Они крепятся к
Рис. 6.10. Водонепроницаемые облицовки из матрасов:
/ — матрас Рено; 2 — песчано-битумная мастика; 3 — пленка ПВХ; 4 — фильтр из геотекстиля
Рис. 6.11. Укрепление берегового устоя матрасами Рено:
/ — матрасы Рено, выложенные с учетом местности; 2 — возможная эрозия
323
11
Рис. 6.12. Конструкции коробчатых габионов:
а, б — габионы соответственно без диафрагмы и с диафрагмой: в — матрас Реио
раме основания габионов с шагом 1 м во время изготовления их на предприятии. Проволока, используемая для изготовления габионов, имеет цинковое покрытие плотностью 0,240 — 290 кг/м*, предел прочности 380— 500 МПа, и ее относительное удлинение составляет менее 12 %.
Разрывная нагрузка металлической сетки, выполненной из оцинкованной проволоки, в зависимости от комбинаций между размером звеньев сетки и диаметром проволоки составляет 35— 53 кН. Для усиления металлической арматуры и облегчения ее укладки по краям сетка упрочняется проволокой, имеющей больший диаметр, чем проволока самой сетки.
При устройстве габионных сооружений в особо коррозийной среде используются габионы с поливинилхлоридным (ПВХ) покрытием (оцинкованная проволока сетки покрывается оболочкой из ПВХ толщиной 0,4—0,6 мм).
Для заполнения габионов применяется любой каменный материал, состоящий из булыжника, гальки, карьерного камня и отвечающий функциональным требованиям, предъявляемым к
сооружению из габионов. Рекомендуется использовать материал с большим удельным весом (не менее 17 кН/м3) и пористостью п = 0,30—0,40 (рис. 6.14), морозоустойчивый (с маркой по морозоустойчивости выше МР350), прочный, не размываемый водой, обладающий хорошей твердостью.
Во избежание потери камня при эксплуатации габионного сооружения размер камня-заполнителя должен быть не менее, чем в 1,0—1,5 раза (до 2,0) больше размера D звена сетки (см. рис. 6.13). При заполнении габионов более крупные камни должны укладываться у края сетки, а более мелкие — в середине габиона.
Использование габионных структур более экономично, а в ряде случаев и более надежно, чем традиционные способы защит от размывов, так как они оказывают высокую сопротивляемость нагрузкам, имеют высокую прочность армирующих элементов, обладают коррозийной устойчивостью к воздействию воды и атмосферных явлений, имеют проницаемость и пористость конструкций, которая обеспечивает дренирование обратной засыпки, что
Рис. 6.13. Сетка двойного кручения:
I — проволока кромки: 2 — металлическая проволока: 3 — двойное кручение; D н В — размеры ячейки, характеризующие тип сетки
324
исключает дополнительные затраты на устройство дренажей, обладают гибкостью, которая позволяет габионной структуре поглощать осадки грунта без разрушения сооружения, простотой строительства и минимальными объемами работ по подготовке основания (необходимо простое выравнивание поверхности), имеют низкие эксплуатационные расходы.
Габионные сооружения отвечают требованиям экологии. Они не препятствуют росту растительности и с течением времени становятся частью естественного ландшафта.
Габионные конструкции в России используются уже более ста лет и сейчас они благодаря созданию высокопрочных сеток переживают свое второе рождение. Уже выполнен целый ряд работ в России по сооружению подпорных стен, берегоукреплений и других устройств из габионов (берегоукрепление Саратовского водохранилища, облицовка канала в Нижегородской области, устройство подпорной стены в г. Сочи и др.).
ПСК "Алькон" по проекту МИИТа осуществлено устройство армогрунтовой стены из габионов для усиления насыпи 1365 км Горьковской железной дороги, еще три проекта разработаны для Юго-Восточной железной дороги. В настоящие время МИИТом (В. В. Виноградовым, Т. Г. Яковлевой, Ю. К. Фро-ловским) уже разработаны и утверждены МПС Технические указания по применению габионов для усиления земляного полотна.
Использование в качестве защитной облицовки для подтопляемых откосов насыпей и русел рек конструкций из габионов и матрасов Рено регулирует течение водного потока, позволяет защититься от эрозийных явлений на откосах и дне русла, улучшает стабильность откосов и основания.
В зависимости от объекта защитная облицовка (покрытие) может укладываться всухую или под водой. При укладке матрасов Рено и габионов необходимо удостовериться, что грунт за-
Рис. 6.14. Диаграмма для определения удельного веса у габиона
щищаемого сооружения обладает достаточной устойчивостью и стабильностью, а наклон его откосов не вызовет сползания покрытия.
Элементы облицовки устанавливаются на подтопляемых откосах насыпей, берегах каналов и рек поперечно относительно течения воды, т.е. перпендикулярно водному потоку. Однако при устройстве полной облицовки на дно укладываются элементы покрытия в продольном направлении относительно течения воды.
Расчет защитного покрытия заключается в определении толщины облицовки; подборе размеров и массы камня, укладываемого в габионы и матрасы Рено; проверке прочности металлической сетки, из которой изготовлены остовы габионных конструкций.
Для обеспечения герметичности защитного покрытия рекомендуется использовать матрасы Рено и гидравлическую битумную мастику. Их соединение позволяет получить пластичную и герметичную габионную конструкцию (см. рис. 6.10).
Методика проектирования и расчета габионных структур для защиты от размыва откосов насыпей, берегов, мостовых опор и конусов мостов заключается в следующем.
В зависимости от местных условий выбирается один из типов защиты откосов насыпей или берегов: массивные габионные стены; облицовки из габионов и матрасов Рено; комбинирован
325
ные сооружения из массивных габионов и тонких матрасов.
При использовании массивных габионных стен возможно применять в качестве основания глубокие фундаменты, каменную наброску (см. рис. 6.7). В этом случае заглубленные фундаменты необходимы, чтобы структура не была подмыта при эрозии дна.
Глубина фундамента массивных габионных стен АН определяется максимальной глубиной ямы местного размыва Az : ДН> Az .
При облицовке откоса или берега габионами и матрасами Рено могут использоваться схемы, приведенные на рис. 6.8. В этом случае длина выпуска L крепления должна быть больше или равна (1,5—2,0)Az. В связи с гибкостью крепления при образовании ямы размыва тонкий габион, изгибаясь, опускается в саму яму размыва, чем фиксирует ее и препятствует разрушению основного массива сооружения.
При устройстве габионных укреплений необходимо обязательное закрепление их концевых участков.
Состав габионной структуры определяется местными условиями (размерами сооружений на мостовом переходе, расчетными скоростями течения, расчетной глубиной затопления и расчетной высотой волны). Размеры структуры (требуемая толщина габиона или матраса) находятся расчетом. Площадь и конфигурация защит определяется размерами сооружения и потребностями в защите от размыва.
Основными исходными данными для проектирования всех видов защит от размывов в виде габионных структур являются: расчетная скорость течения vp, м/с; глубина постоянного или временного подтопления dj-, м; расчетная высота волны А,у0.
Величины Vp принимаются по данным непосредственных измерений гид-рометеопостов. Значения dj при постоянном затоплении берутся также из непосредственных промеров гидроме-теопостов. При временном затоплении (в поймах на мостовых переходах) и 326
проектировании укреплений в соответствии с СТН Ц-01-95 расходы паводка и соответствующие им уровни воды dj на пике паводков определяются по данным наблюдений гидрометеопос-тов с расчетной обеспеченностью 1 % для скоростных, особогрузонапряженных линий и линий I—III категорий и 2 % для линий IV категории и подъездных путей.
Расчет требуемой толщины (высоты) габиона или матраса Рено производится следующим образом.
Если габионная структура для защиты от размыва размещается в местах, где отсутствуют ветровые волны, но имеет место скорость течения vp, то толщина габиона или матраса принимается конструктивно.
При наличии ветровых волн с расчетной высотой волны А,- % необходимая толщина t определяется по следующим формулам:
при крутизне откоса или бермы 1:ти > 1:3,5
Л,- о?
при 1:т < 1:3,5
______________________
2
7(1-n) (pffl- l)ctga 3
(6.8)
где п — пористость габиона; рт — плотность камня, т/м3; a — угол наклона откоса или бермы, град.
Пористость габиона выбирается в зависимости от удельного веса камня, который предполагается использовать для создания габионной структуры, по графику рис. 6.14. Плотность камня
Рш = у. (6.9)
где Yj — удельный вес камня, кН/м3 (см. табл. 6.6); g — ускорение силы тяжести, м/с2.
Полученная расчетом величина t округляется в большую сторону до стандартной для габионов или матрасов.
Требуемая масса камня тк в зависимости от расчетной высоты волны /г, о/о определяется по диаграмме рис. 6 15. Соответствующий этой массе размер камня определяется по формуле (6 3).
Если волны нет, а имеет место вдольбереговое течение со скоростью ур, то требуемый размер камня приблизительно определяется по формуле (6 1) с введением в числитель понижающего коэффициента = 0,5, учитывающего связанность камней в габионе
Проверяется также достаточность крупности камня по условию его не-вываливания через ячейку сетки габиона или матраса
dK> (1,0-2,0)D, (6 10)
где D — расчетный размер ячейки, м, стандартные размеры ячеек 0 06x0 08 и 0,08x0,10 м (см табл 6 5)
Габионная структура проверяется также на деформацию. Устанавливаются действующие и критические величины касательных напряжений:
действующие для дна реки
= (6 11)
для откоса или берега
тот = 0,75ув^, (6 12)
где ув — удельный вес воды, кН/м3, t — уклон дна (для откоса или берега принимается z=tga),
критические
для дна реки
тс = ОД(У m - Ув) *50 . (6 13)
для откоса или берега
(6 14)
где ут — удельный вес камня, кН/м3, dso = = dK — расчетный размер камня, м, ср — угол внутреннего трения камня засыпки, <р=4Г.
(2,6 Fi । 1 1 I ,, 11, и, ......
1,0 1,5 2,0 2,53,03,54 5 6 7 8910
Заложение откоса
Рис 6 15 Диаграмма крупности камня в габионах в зависимости от высоты волн
При превышении действительных касательных напряжений критических величин начинается деформация габионов под действием потока. В этом случае выполняется проверка на деформацию. При коэффициенте запаса 1,2, если 1,2 тв > , то определяется параметр с*-
для дна
<615)
Х< т i в)
для откоса или берега
= <616> хУ т У в)
При известном С* допускаемая глубина деформации Az. м, находится по соотношению
(617) “50 ^“50 J
Отношение при известном С* *50
находится по графику рис. 6 16. Если соотношение (6 17) не выдерживается, то следует увеличить размер камня
Целостность габиона проверяется также на скорость фильтрации под ним. При определенных скоростях потока под слоем габионов появляется так называемая скорость фильтрации vB, м/с, которая имеет максимальное
327
Рис. 6.16. Диаграмма для определения параметра Сй
значение на границе габион — грунт. По данным экспериментов, выполненных в Австралии
1 -2
2 '
(6.18)
где /у — коэффициент шероховатости дна или поверхности откоса или берега (для глинистых грунтов может быть принято
1
= 0,033; для гравийной подготовки /у =
=0,025: для геотекстиля /у= 0,020).
Величина ve должна сравниваться с допускаемой скоростью фильтрации V/, м/ч, для самого грунта. Для несвязного грунта
vi = d sol
(6.19)
Рис. 6.17. Диаграмма для определения скорости фильтрации в глинистых грунтах:
/ — смесь: 2 — суглинок; 3 — глииа; 4 — слабая глина 328
для связного грунта V/ определяется по диаграмме рис. 6.17 в зависимости от его пористости
Чтобы не было размыва основания под габионами, должно соблюдаться условие
vB2(2^4)v/. (6.20)
Бетонные и железобетонные укрепления являются укреплениями индустриального типа и широко применяются в настоящее время для защит от волновых воздействий.
Бетонные плиты сборные, свободно-лежащие применяются при vp < 1,5 м/с, hP/0 < 0,70 м и слабом ледоходе. Наибольшее применение нашли плиты размером 1,00х 1,00x0,16 м на щебеночной или гравийной подготовке толщиной 0,10 — 0,20 м (рис. 6.18). Нормальные к урезу воды открытые швы рекомендуется устраивать вразбежку. Размер швов b принимается по расчету равным 0,01 — 0,02 м в зависимости от работы обратного фильтра (см. ниже).
При Vp < 3,0 м/с и hp/Q < 1,50 м применяют железобетонные разрезные (шарнирно соединенные в ковер) плиты размером 2,50хЗ,00х(0,15-ьО,20) м на слое обратного фильтра (рис. 6.19). При необходимости (при vp < 6,0 м/с и hp/„ < 3,0 м) они омоноличиваются по контуру в карты; при этом используются плиты тех же размеров, но выполненные из преднапряженного железобетона. Эти плиты соединяются между собой скрученными или сваренными арматурными стержнями, специально вбетонированными в них. По краям плит делаются скосы во избежание облома бетона при взаимных поворотах плит. При омоноличивании плит ширина зазора дается в 0,06 — 0,10 м, размеры карт обычно достигают 20 — 30 м. Под омоноличенные карты кладется подготовка из разнозернистого песка, гравия или щебня толщиной 0,10 м. Швы между картами заделываются пластичными материалами. Под швы укладываются подкладки из бетонных досок.
Рис. 6.18. Бетонные свободно лежащие плиты с открытыми швами на геотекстиле:
1 — рисберма: 2 — бетонный упор; 3 — геотекстиль; 4 — облегченное укрепление; 5 — бетонные плиты: 6 — гравийная или песчаная подготовка толщиной 10 см
Рис. 6 19 Железобетонные разрезные плиты
I — слой крупнозернистого песка толщиной 10 см. 2 — слой гравия или щебня толщиной 15 см. 3 — упор из монолитного бетона, 4 — упорная каменная призма. 5 — сборные железобетонные плиты б — слой крупного гравия или щебня толщиной 15 см, 7 — слой мелкого гравия или щебня толщиной 10 см Я — шарнирные соединения
329
В случаях использования плит по рис. 6.19 под плитами должен устраиваться обратный фильтр из разнозернистого материала или геотекстиля.
При vp > 4,0—5,0 м/с, hP/a < 1,50 м, криволинейных поверхностях откосов, ожидаемых неравномерных осадках грунтов под плитами и возможных навалах льда толщиной до 1,0 — 1,5 м применяют гибкие железобетонные покрытия в виде гибких железобетонных плит (рис. 6.20) и гибких железобетонных решеток (ЦНИИС, Л. Н. Юдин). Соединение представляет собой арматуру в оболочке из полиэтилена. Покрытие укладывают от расчетной отметки верха укрепления до меженнего уровня. В зоне меженнего горизонта устраивают упор в виде каменной при
змы. В ячейках решетчатых покрытий размещается каменная наброска из несортированной горной массы, само покрытие укладывается на слой горной массы толщиной 2dK (при этом допускаемая vp = 6,0 м/с). Покрытия выполняют картами длиной по фронту защиты до 200 м.
Монолитные железобетонные покрытия (рис. 6.21) обычно применяются при больших площадях защищаемых поверхностей [например, откосы контрбанкетов, возведенных для поддержания неустойчивых косогоров Приволжской железной дороги (Увек-ского и Князевского) и др.], а также при возможности производства работ в сухую, преимущественно теплую погоду; при достаточной прочности грунта
Рис. 6.20. Гибкие сплошные железобетонные покрытия
330
Рис. 6.21. Монолитные железобетонные покрытия:
1 — монолитные железобетонные плиты; 2 — щебень или гравий; 3 — сборные железобетонные доски; 4 — крупнозернистый песок толщиной слоя 10 см; 5 — гравий или щебень толщиной слоя 15 см; в — упорная призма из камня; 7 — температурно-осадочный шов через 30—40 м; 8 — конструктивные швы
под покрытием, гарантирующей отсутствие неравномерных осадок; при криволинейных очертаниях откосов. Отдельные покрытия достигают размеров 30x40 м. При открытых швах под покрытием при их размерах до 8,0x8,0 м устраивается сплошной обратный фильтр, при ббльших размерах ограничиваются устройством обратного фильтра только под швами (ленточный обратный фильтр), а под остальной площадью покрытия дается подготовка из слоя втрамбованного в грунт щебня толщиной 0,08-5-0,10 м.
Монолитные покрытия могут устраиваться при ур < 8,0 м/с и Л,% < 3,0 м.
При применении всех рассмотренных типов бетонных и железобетонных покрытий толщина плит 5 определяется, исходя из требования обеспечения плиты от всплытия (из-за противодавления воды), сдвига и опрокидывания расчетной волной:
0.07^6ПплЧ + f
Улл Л “
(6.21)
где Кв — коэффициент запаса (Кб = 1,30; 1,20; 1,15 и 1,10 соответственно для линий скоростных, особогрузонапряженных и I категории, II, III и IV категорий); т|пл — коэффициент, учитывающий тип плиты (Т|пл = 1 при МОНОЛИТНЫХ И Т|пл = 1,10 при сборных плитах, в том числе и омоноличен-ных); В — размер плиты, перпендикулярный урезу воды, м; у пл — удельный вес материала плиты, Н/м3 (у пл = 24 -J- 25 Н/м3); т — показатель заложения откоса.
По конструктивным соображениям 5min > 0,10—0,12 м.
Укрепляемые откосы насыпей при подтоплении должны иметь \:т не менее 1:2 из условия устойчивости конструкции на откосе.
Как уже указывалось, при применении каменных набросок и плитных по-
331
крытий в качестве защит от волнопри-боя необходимо их устраивать на подготовке, работающей как обратный фильтр. Для его устройства применяют щебенисто-гравийно-песчаные грунты, а также геотекстиль в слое гравийнопесчаного грунта. Обратный фильтр предотвращает механическую суффозию мелких частиц грунта откоса в поры каменных набросок или швы и сквозные отверстия плит при понижении уровня подтопления, спаде пойменных вод и накате и откате волны на откос.
При устройстве обратного фильтра из зернистого материала технологически более прост и надежен однослойный фильтр. При его проектировании должна устанавливаться пригодность местного материала по зерновому составу исходя из степени неоднородности, соотношения размеров частиц материалов с размерами открытых швов и сквозных отверстий в конструкциях плитных покрытий, а также соотношений размеров dK при устройстве набросок с размерами частиц грунта откоса.
Опыт проектирования и эксплуатации укреплений с обратными фильтрами позволил выявить следующие требования к зерновому составу фильтров исходя из их назначения. При однослойном фильтре должно быть
ц=^«5ч-20; b£:0,6Z>n;
при hj £ 2,0 м 0,03 £ b S 0,6D„ ;
при й/>2,0м 0,02 £ Ь £ 0,6£>л ; ’(6.22)
-т^^ЗО; “50
0,35 10 Д50(а);
О,1О^5ф^4Д5о(б),
где г] — коэффициент неоднородности; .Deo,ю — размеры зерен фильтра, меньше которых по массе в материале фильтра содержится 60 и 10% соответственно, м; b — ширина шва плитного покрытия, м; п — 332
доля частиц в процентах от массы, которая допускается к вымыванию из верхнего слоя подготовки, исходя из допустимых размеров осадки покрытия; для сквозных покрытий из плит п £ 25 % ; Dso и dso — размеры зерен фильтра и частиц грунта откоса соответственно, меньше которых по массе в материале фильтра и грунта содержится 50 %; 8ф — толщина фильтра, м; условие (а) — для плит с открытыми швами; условие (б) — для подготовок под монолитными и сборными омоноличенными покрытиями.
В настоящее время вместо обратного фильтра из зернистого материала широко применяют геотекстиль. Он предотвращает вынос частиц грунта через отверстия в конструкциях укреплений при действии течения, волнения и фильтрационного потока.
При применении геотекстиля в качестве обратного фильтра под каменными набросками, имеющими D5q < < 0,30 м, требований к фракционному составу наброски не предъявляют. При Z>50 > 0,30 м на геотекстиль во избежание его повреждений необходимо предварительно отсыпать подушку из песка или каменной мелочи толщиной не менее 0,20 м.
В случае применения несортированной горной массы, имеющей т| > 6 , противосуффозионная защита не требуется.
Применяемые геотекстили должны иметь разрывное усилие не менее 10 кН/м в продольном и 5 кН/м в поперечном направлениях.
При проектировании защит от размыва необходимо, как это было сказано выше, знать основные параметры волновых воздействий на откос или берег. Это расчетная высота волны й,у0, м, средняя длина волны X , м, и период волны Т, с. Они рассчитываются по СНиП 2.06.04-82, при этом i-я обеспеченность принимается в соответствии с указаниями СТН Ц-01-95 (см. выше).
В соответствии с СНиП профиль и элементы волн можно охарактеризовать следующими понятиями (рис. 6.22). При расчете параметров волн и отметок бровок насыпей d5p> м, неза-топляемых берм rf6, м, и верха укрепле-
Рис. 6.22. Профиль и элементы волн:
/ — вершина волны; 2 — подошва волны; 3 — средняя волновая линия
ний rfBy, м, имеют дело с гравитационными ветровыми волнами — это вызванные ветром волны, в формировании которых основную роль играет сила тяжести. Основные элементы волн — высота h, длина X и период Т. Средняя волновая линия — линия, пересекающая запись волновых колебаний так, что суммарные площади выше и ниже этой линии одинаковы. Для регулярных волн — это горизонтальная линия, проведенная на уровне полусуммы отметок ее вершины и подошвы (регулярные волны — волны, высота и период которых остаются неизменными в данной точке пространства, занятого жидкостью).
Величины h и X показаны на рис. 6.22. Период волны Т — интервал времени между прохождением двух смежных вершин волн через фиксированную верти
каль.
Значения находятся либо как для глубоководной зоны затопления вблизи сооружения, либо как для мелководной в зависимости от соотноше
ния dj и половины средней длины
_ - d
волны в глубоководной зоне -у: при
X,
df>~2~ — зона глубоководная; при
, х;
df£~2----зона мелководная.
Величина X j определяется по фор
муле:
(6.23)
где g — ускорение земного притяжения (g= =9,81 м/с2); Т — средний период волны, с.
Значение Т находится из безразмерной величины при известной без-g^d размерной величине —j-, определении
ной по графику рис. 6.23 при известной безразмерной величине . Здесь vm — расчетная скорость ветра, м/с; — средняя высота волны в глубоководной зоне, м; L — длина ветрового разгона волн, м.
Величину ую при акваториях, имеющих ветровой разгон L < 100 км, допускается определять по данным натурных наблюдений над максимальными ежегодными значениями скоростей ветра без учета их продолжительности. Если акватория имеет плавную береговую линию, то расчетное значение L может быть принято по данным непосредственных измерений по преобладающему направлению ветра.
Таким образом для глубоководной зоны при плавной береговой линии акватории получаются следующие пара-_ у2
метры: Л(/ = а-^-и соответствующий величине hj средний период волны — vw
Т=р —(аи0 — величины, получаемые из графика рис. 6.23 при известных величинах L и ).
При сложной конфигурации берего-- , ^тах ,
вой линии (при ----->2, где Lmax и
^min
Lmin — соответственно наибольший и наименьший лучи, проведенные из расчетной точки защищаемого сооруже-
333
Рис. 6.23. График для определения элементов волн в глубоководных зонах
Рис. 6.24. Схема к определению параметров волновых воздействий:
/ — граница акватории; ₽ — угол подхода фронта волны к сооружению; а» — угол между продольной осью водоема и преимущественным направлением ветра
334
ния в секторе ±45° от преимущественного направления ветра до пересечения с подветренным берегом — рис. 6.24) средняя высота волны в глубоководной зоне /id определяется по формуле
Arf=0.1 у25Л? + 21(Л^ + Л?2) +
+ 13(А? + Л23)+ 3,5(Лi + AЮ, ( 6 24)
где hn, м (при п = 1; ±2; ±3, ±4) — средние высоты волн, которые должны приниматься по графику рис. 6 23 по расчетной скорости ветра Vo и проекциям лучей Ln, м, на направление главного луча Li, совпадающего с преимущественным направлением ветра (см. рис. 6.24)
При этом средний период волн Т if, va>
находится как Т= а —, где а соответ-S.
„ ghd ствует величине 0 = —у, определяемой
из графика рис. 6.23. Значение Xj на-
ходится по формуле (6.23). В том и другом случае, если зона глубоководная Xrf
то расчетная высота волны
hf/. = hdK,, (6.25)
где Ki — коэффициент приведения высоты Л к высоте 1%-ной обеспеченности (определяется по графику рис. 6 25 в зависимости от аД д([ безразмерной величины ^у и ^упри /=/% и
V(0 V(o
берется наименьший).
Xj
Если же dr< -у, то зона в месте рас
положения сооружения мелководная и в ней расчетная высота волны
Л/% = К1 КГ KiK < hd<
(6 26)
где к( — коэффициент трансформации, определяется по графику рис 6.26 в зависи-df
мости от отношения кг — коэффициент *-d
рефракции; в рассматриваемых условиях
кг = 1; к/ — обобщенный коэффициент потерь; определяется по табл 6 1 в зависимос-df
ти от отношения и уклона дна. к, — d
принимается по графику рис. 6 25 при i = = 1% в зависимости от ^у- и ^у (см выше)
При проектировании укреплений необходимо обосновать отметку верха укрепления dBy с учетом требований СТН Ц-01-95, а при проектировании поперечных профилей насыпей — отметки или rfg. По СТН Ц-01-95 отметка верха укрепления подтопляемых откосов земляного полотна и оградительных дамб dBy должна быть не ниже отметок бровок земляного полотна rf6p на подходах к водопропускным сооружениям через водотоки в пределах их разлива, при расположении железнодорожных линий вдоль водотоков, озер, водохранилищ, морей или бровок ог-
Рис 6 25 График значений коэффициентов А
Рис 6 26 График для определения коэффициентов kt
335
Таблица 6.1. Значения обобщенного коэффи
циента потерь
Относительная глубина Значения коэффициента к. при уклонах дна i
</f/X d 0,025 0,02—0,002
0,01 0,82 0,66
0,02 0,85 0,72
0,03 0,87 0,76
0,04 0,89 0,78
0,06 0,90 0,81
0,08 0,92 0,84
0,10 0,93 0,86
0,20 0,96 0,92
0,30 0,98 0,95
0,40 0,99 0,98
0,50 и более 1,00 1,00
радительных и водораздельных дамб, а также бровок берм d§ с учетом возвышения их над наивысшим расчетным уровнем воды (НРУВ) при пропуске наибольшего паводка с учетом подпора </подп, м, наката волны на откос м> ветрового нагона Д hsat, м, с запасом а = 0,5 м для бровок насыпей и а = 0,25 м — для отметок незатопляе-мых регуляционных сооружений и берм (рис. 6.27).
Тогда
^ву — ^ПОДП "* + & hsat + о, (6.27)
где df — НРУВ, м; определяется по СНиП 2.01.14—83 исходя из вероятности превышения на скоростных и особогрузона
пряженных линиях и линиях I—III ка-тегорий общей сети — 1:300 (0,33 %), на линиях IV категории общей сети — 1:100 (1%) и на подъездных путях IV категории — 1:50 (2%).
Высота подпора воды т/подп, возникающего из-за стеснения живого сечения реки искусственным сооружением, определяется по формуле
4>дп = Фй-^)- (6-28)
где с — коэффициент, характеризующий тип поймы (с = 0,05+0,07 для горных рек; с = 0,13+0,17 — для равнинных рек с широкой поймой); vM и vo — средние скорости течения реки под мостом и в нестесненном сечении (в пойме выше моста) соответственно, м/с.
Высота наката на откос волн обеспеченностью 1% по накату Лгип.]о/о при глубине воды перед сооружением df> > 2h|% будет выражаться формулой:
hrun-W, = Kr кр Ksp кпт-\% Kp , (6.29)
где кг и кр — коэффициенты, зависящие от шероховатости поверхности наката (типа укрепления) (принимаются по табл. 6 в СНиП 2.01.14—83 (при бетонных поверхностях кг = 1, кр = 0,9; при набросках — в зависимости от относительной шероховатости <4с//ц%)); к5р — коэффициент, зависящий от крутизны поверхности наката (берется по табл. 7 в СНиП 2.01.14—83 в функции ctg а и при различных скоростях ветра); Krun-\7« — коэффициент, также зависящий от а и пологости волны Xd/hd-m (принимается по графикам рис. 10 в СНиП 2.01.14—83);
Рис. 6.27. Схема к определению отметок верха укрепления
336
h\% — расчетная высота бегущей волны 1%-ной обеспеченности, м; кр— коэффициент, учитывающий изменение высоты наката в зависимости от угла р подхода фронта волны к сооружению (см. рис. 6.24); при фронтальном подходе кр = 1, в остальных случаях кр принимается по табл. 9 СНиП 2.01.14—83.
Высота ветрового нагона воды Ahsal, как правило, принимается по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии (без учета конфигурации береговой линии и при постоянной глубине воды по направлению L, м, ветрового нагона d^, м, определяется методом последовательных приближений по формуле:
(6И>
где кю — коэффициент нагона, зависит от скорости ветра м/с (принимается по табл, на стр. 29 СНиП 2.01.14—83); аш — угол между продольной осью водоема и преимущественным направлением ветра, град (см. рис. 6.24).
6.2.2. Конструкции водосборноводоотводных устройств
Поверхностные водосборно-водоотводные устройства предназначены для сбора и отвода атмосферных вод. В отдельных случаях они также собирают и отводят грунтовые воды из верхних слоев грунтов.
В качестве этих устройств применяются: канавы, лотки, быстротоки, перепады, водоотводные валики (временные устройства).
Канавы (водоотводные, кюветы, забанкетные, нагорные — см. п. 5.2) могут иметь различные виды сечений: трапецеидальное (наиболее распространенное — рис. 6.28, а), прямоугольное (торфоприемники на болотах II типа или канавы с укреплением стенок — рис. 6.28, б), треугольное (забанкетные канавы, а также в скальных грунтах — рис. 6.28, в) и полукруглое
(применяется в лёссах) выполняется трамбованием, а не копкой грунта; используется также при применении индустриальных типов укреплений — (рис. 6.28, г).
Наивыгоднейшими по гидравлическим условиям (пропускающими максимальный расход при заданной площади живого сечения) являются водоотводы, имеющие при трапецеидальном сечении mi = m2 = 0,6, при прямоугольном Ь = 2/1, при треугольном т - 1 и полукруглом h = dll. На практике из-за технологических требований и обеспечения соответствующих укреплений не всегда удается выполнить эти условия.
Канавы не требуют укрепления, если скорости течения воды в них v менее допускаемых [г] по условию размыва данного грунта, т.е.
v<[v], (6.31)
При v < 0,7-ь 1,3 м/с в зависимости от глубины потока в районах с умеренным и влажным климатом применяется крепление дна канавы втрамбованным щебнем с обсевом откосов семенами многолетних трав (рис. 6.29) с их последующим подсевом до образования достаточно мощной сплошной корневой системы (по прочности естественного дерна не уступающей искусственной дерновке в клетку, применяемой ранее, и не находящей распространения сейчас из-за ручной работы).
В районах с благоприятными грунтовыми и климатическими условиями (при отсутствии зимой неравномерного пучения грунтов) и в экономически оправданных случаях может применяться укрепление дна и откосов канав индустриально выпускаемыми бетонными плитами (рис. 6.30). Продольные швы заделываются цементным раствором при укладке плит, поперечные — битумной мастикой после укладки плит. У подошвы откоса на высоту 0,25 м швы остаются открытыми для приема воды из грунта, но если надо предотвратить фильтрацию воды из канавы, то заделывают все швы. Основной не-
337
Рнс. 6.28 Типы сечений поверхностных водосборно-водоотводных устройств
достаток этого типа укрепления — большое количество швов, понижающих водопроницаемость облицовки и повышающих трудоемкость работ.
В некоторых случаях возможно укрепление дна и откосов канав торкретбетоном (применяется, в основном, на автодорогах) при толщине покрытия 0,04 — 0,06 м с оставлением деформационных швов через 3,5 — 4,0 м (применяется цемент марки 400).
Укрепление монолитным бетоном (рис. 6.31) применяется в грунтах, не
Рис. 6.29. Укрепление канавы втрамбованным в дно щебнем и посевом трав на откосе: / — посев трав; 2 — втрамбованный щебень
338
подвергающихся морозному пучению, его не следует использовать на оползневых склонах из-за возможного разрыва укрепления при оползневых подвижках. Оно также не рекомендуется при наличии агрессивности грунтово'й воды к бетону. Деформационные швы устраиваются через 2 — 4 м, в швах оставляются доски, сверху швы заделываются битумной мастикой.
Все эти виды бетонных укреплений применяются при [v] < 3,5 м/с.
В агрессивной для бетона среде могут быть применены асфальтобетонные плиты, которые следует изготовлять из высокопрочного, водостойкого, морозостойкого и теплостойкого асфальтобетона с добавлением 1 — 3 % коротковолокнистого асбеста и армирования.
Современными индустриальными видами креплений являются сборные армированные лотки-желоба с длиной секции 1,0 м (рис. 6.32, а) и железобетонные лотки-полутрубы диаметром 0,8 и 1,0 м и длиной секций 2,95 м (рис. 6.32, б). Поперечные швы этих креплений заливаются битумной мастикой, а в местах переломов плана или профиля при использовании лот-
Рис. 6.30. Укрепление канавы бетонными плитами:
/ — плита размером 0,69x1.05x0,08 м; 2 — плита размером 0,49x0,85x0,08 м: 3 — гравийно-песчаная или щебеночная подготовка толщиной 0,05 м; 4 — втрамбованный щебень; 5 — битумная мастика; б — цементный раствор
Рис. 6.31. Укрепление канав монолитным бетоном:
/ — монолитный бетон слоем толщиной 8 см; 2 — песчаная подготовка слоем толщиной 5 см
ков-полутруб эти швы заделываются цементом. Указанные конструкции допускают [у] 5 3,5 м/с.
Для использования на неустойчивых косогорах применяют телескопические конструкции.
Современным видом индустриальных укреплений считается также укрепление дна и откосов канав покрытием из крупнообломочных грунтов толщиной 0,1 — 0,2 м при [у] S 1,0 м/с, а в районах вечной мерзлоты — горной массой толщиной 0,2 — 0,4 м при [у] < 2,0 м/с.
В случаях, если водоотводы служат не только для сбора поверхностных вод, но и для сбора грунтовых вод, живое сечение канав должно быть расположено ниже выклинивания на их откосы кривых депрессии, а в нижней части креплений должны быть предусмотрены отверстия для сбора грунтовых вод.
Лотки вместо канав применяют в следующих случаях:
когда по местным стесненным условиям затруднительно устройство открытых канав;
при необходимости перехвата или понижения уровня грунтовых вод;
при необходимости углубления кюветов в существующих глубоких выемках;
Рис. 6.32. Крепление канав:
а — армированными лотками-желобами; б — железобетонными лотками-полутрубами; / — тощий бетон: 2 — песчаная подготовка толщиной 5 см; 3 — лоток-желоб: 4 — втрамбованный щебень толщиной 5—6 см; 5 — засыпка местным суглинком с уплотнением; б — железобетонный лоток; 7 — песчаная подготовка
339
Рис. 6.33. Железобетонные лотки:
а — рамные, 6 — секционные; 1 — железобетонные доски; 2 — заполнение песком; 3 — железобетонные рамы: 4 — цементная стяжка; 5 — тощий бетон; 6 — песчано-щебеночная подготовка толщиной 5 см; 7 — слон тощего бетона, 8 — дренажные отверстия; 9 — железобетонная секция; 10 — дренажное отверстие, 11 — плита перекрытия
при создании открытыми канавами неудобств для населения и нарушении благоустройства территории;
повсеместно на основных площадках раздельных пунктов (продольные и поперечные лотки).
Используются железобетонные лотки рамной конструкции (рис. 6.33, а), безраспорные секционные, прямоугольные (рис. 6.33, б), длинномерные телескопические. Рамные лотки имеют глубину 0,75; 2,00 и 1,50 м. Для сбора
Рис. 6.34. Схема устройства быстротоков:
о — быстроток; б — водобойный колодец; в — водобойный уступ; г — водобойная стенка
340
Рнс. 6.35. Конструктивные схемы быстротока (а) и многоступенчатого перепада (б)
П
nuyyilliuuuuuuuuil
I ... -—4
u
Рис. 6.36. Схема устройства водоотводного валика:
а — план; б — укрупненный разрез по 7—7, 1 — овраг; 2 — водоотводный валик; 3 — ядро из водонепроницаемого грунта: 4 — местный грунт.
5 — обсев травой
341
грунтовой воды в железобетонных досках (плитах) имеются дренажные отверстия. Дно лотка защищают от размыва цементной стяжкой по гравийно-щебеночной подготовке.
Безраспорные секционные лотки выпускают глубиной 0,50; 0,75 и 1,00 м при длине блоков (секций) 1,00 и 2,00 м. Их применяют, в основном, на станционных площадках и располагают поперек (междушпальные) и вдоль путей: вблизи платформ, зданий, погрузочных площадок и при пилообразном профиле основных площадок (см. п. 5.2.1) в пониженных местах.
Длинномерные телескопические лотки используют чаще всего на неустойчивых склонах при продольных уклонах i = 0,05 — 0,40 и v > 3,0 м/с. Секции длиной 1,50 м укладывают в траншее на щебеночной подготовке снизу вверх: сначала нижнюю секцию, а затем верхние; при этом необходимо обеспечить упор бетонного зуба, размещаемого ниже дна, в торец нижележащей секции. Стыки секций заделываются.
Быстротоки и перепады — участки водоотводов, имеющие значительные продольные уклоны (порядка 0,1 — 0,5). В этом случае применяют специальные конструкции укрепления, так как имеет место неравномерное движение воды по ним с большими скоростями. По быстротокам (рис. 6.34) вода движется без отрыва от дна. Для гашения энергии движущейся с большой скоростью воды в нижнем бьефе устраивают гасители энергии в виде водобойных колодцев и уступов (в южных районах) или стен (в районах с суровым климатом) — см. рис. 6.34, б—г. В последнем случае на зиму деревянные заглушки из стены вынимаются и вода удаляется, что предотвращает трещи-нообразование в бетоне, если бы она оставалась.
Перепады применяют одноступенчатые и многоступенчатые, по ним вода движется с отрывом от дна. При необходимости устраивают гасители энергии, аналогичные рассмотренным 342
выше. На рис. 6.35 приведены примеры некоторых конструктивных решений.
Методы расчетов быстротоков и перепадов изучаются в курсе "Гидравлика".
Водоотводные валики являются временными водоотводными сооружениями и применяются, в основном, для защиты развивающихся оврагов от поверхностной воды (рис. 6.36).
6.2.3. Основы проектирования канав
При проектировании канав должны выполняться следующие основные требования:
1) канавы должны пропускать весь расчетный расход без переполнения. В соответствии с СТН Ц-01-95 размеры поперечного сечения нагорных канав и кюветов, а также водоотводных канав в пределах нулевых мест и водосбросов следует определять по расходам воды вероятностью превышения 1:100 (1 %) на линиях скоростных и особогрузонапряженных, I и II категорий, 1:33 (3 %) — на линиях III категории и 1:20 (5 %) — на линиях IV категории, а продольных канав у насыпей и поперечных водоотводных канав — соответственно 1:25 (4 %), 1:15 (7 %) и 1:10 (10 %).
Чтобы канавы не переполнялись, бровка канавы должна возвышаться не менее, чем на 0,2 м над уровнем воды, соответствующем расходу указанной вероятности превышения. Кроме того, при проектировании длинных канав они должны разбиваться на участки по условиям топографии и условие пропуска расчетного расхода без переполнения проверяется на каждом участке;
2) строительные расходы должны быть минимальными. Для этого при проектировании следует стремиться получать гидравлически наивыгоднейшее сечение канав, при котором, как известно, пропускается наибольший расход при заданной площади, а периметр минимальный (см. п. 6.2.2). Поэ
тому и объемы земляных работ и объемы креплений дна и откосов, определяющие строительную стоимость, будут минимальными.
Необходимо также стремиться к снижению мощности креплений. Для этого продольные уклоны канав не должны быть большими, но не менее 0,003 у водоотводных и нагорных канав, 0,002 — на болотах и речных поймах и 0,001 — в исключительных случаях исходя из требований минимальных расходов на очистку канав (см. ниже);
3) эксплуатационные расходы, складывающиеся из затрат на ремонты креплений и прочистку канав, должны быть минимальными. Для этого при проектировании на всех участках канавы необходимо добиться выполнения условий:
v * Мрази! (6.32)
v - Мзаил>
где [г]разм и [г]заил — допускаемые скорости воды в канаве по условию размыва и по условию заиливания соответственно; [у]Разм зависит от рода грунта (если канава без крепления) или от типа креплений канавы, а также от глубины воды в ней; Мзаил = 0,25 м/с при илистых взвесях и [т]заип = 0,50 м/с при мелкопесчаных взвесях. С этой точки зрения минимальные уклоны дна канав (по СТН Ц-01-95) должны быть такими, какие указаны выше.
Гидравлический расчет канав при выполнении указанных выше условий базируется на основных законах и положениях равномерного движения воды в открытых руслах, известных из курса "Гидравлика", которые таковы:
Q = rov; v = c'lRi;
Рис. 6.37. Расчетное сечеиие канавы трапецеидальной формы: / — живое сечение
средняя скорость потока при равномерном движении, м/с; с — коэффициент Шези, м; R — гидравлический радиус, м; / — уклон дна канавы; п — коэффициент шероховатости (1/м = 30 при грунтовых или одернованных откосах и дне; Мп = 45 при укреплении крупнообломочным материалом; Мп = =65 при бетонных поверхностях); по экспериментальным данным у = 1,5 'In прн R S 1,0 м и у = 1,3 'In при R > 1,0 м; % — гидравлический радиус, м.
Для наиболее распространенного трапецеидального сечения канавы (см. рис. 6.37)
а> = 5/1 + >п/12, (6.34)
где т = 1/2 (mi + m2);
Х = Ь + кИ, (6.35)
где к = "41 +и4 + + ml = 2 "^1 +т2 .
Тогда
to bh + mh1 X Ь + кИ '
Гидравлически наивыгоднейшее сечение канавы будет (см. выше) таким, при котором
>-(6.33)
бтах ~ ю v'max •
(6.36)
/?=—, X
где Q — расход воды через данное сечеиие канавы, м3/с (определяется с расчетной обеспеченностью, приведенной выше); го — площадь живого сечения, м2 (рис. 6.37); v —
Значение v = -— R *0,5 значение vmax - л л max 1 >
[см. формулы (6.33)]
/?тах--— • (6-37)
киал д. > •
Amin
343
Xmin = 2 ^(к-m) ; (6.40)
n “ “ 1 , ,
R = — = „ , , = x n , а в общем виде
X 2 Уи (к — m) 2
R = a'J® , (6.41)
1 где a = . ,.. .
2ук — m
Тогда из выражения (6.36)
Стах = СО Vmax = ® ~ R fl’5 = К'СПал UldX ГПаА
= сД (я Ум у+0'5 fl5.
Отсюда
Рис. 6.38. Схема-пример для проектирования нагорной канавы: а — план; б — профиль
Таким образом X = Xmin является признаком гидравлически наивыгоднейшего сечения. Из формулы (6.35) видно, что х -f (fl). Следовательно условиями гидравлически наивыгоднейшего сечения, когда х = Xmin > будут:
^ = 0и^>0. (6.38)
Выделим b из выражения (6.34) и подставим в (6.35) помня, что со = = const:
, и , о = -г — mh;
h
Х = у~ — mh + Kh = ^ + (K —m)h ;
^=- tv + (к — m) = 0, отсюда dhh2
; (6.39)
к — m
^Х = +2м>о. dh2 h5
Тогда и , ,, со
к— m
где со —- площадь наивыгоднейшего сечения. м .
Из формулы (6.34) b = h (к — 2 m). (6.43)
При известных закономерностях (6.42), (6.39), (6.43) и (6.33) проектирование канавы при соблюдении рассмотренных выше условий сводится к следующему.
Длинная канава (смотри пример на рис. 6.38) по условиям топографии делится на участки длиной 50 — 150 м. Для каждого участка определяется расход Qi, м3/с, с заданной обеспеченностью (см. выше). Для каждого нижележащего участка расход равен £?,- + <2/+/, где Qi+i — расход для низового сечения рассматриваемого участка, а расход Qi для него является транзитным, поступившим из предыдущего участка. По этому расходу при принятом типе укрепления подбирается такое сечение канавы (ширина по дну канавы bi и глубина Н( = hi + 0,20 при принятом т), при котором оно будет пропускать расход без излишек сечения со скоростью v < [v]pa3M и v > [у]заил. При этом сечение канавы не должно быть меньше типового, т.е. b > 0,60 м и
344
Н > 0,60 м для обычных условий и b > 0,80 м и Н > 0,80 м на болотах. Желательно, чтобы сечение было бы таким как это лимитируется формулой (6.42), т.е. гидравлически наивыгоднейшим или близким к нему. Уклоны должны быть такими, чтобы выполня
лось условие (6.32). Проектирование может вестись снизу вверх и наоборот. Чтобы не было излишков в объемах земляных работ и укреплений, расчетный расход, определяемый первой из формул (6.33), не должен отличаться от фактического более, чем на 5 %.
6.3. РЕГУЛИРОВАНИЕ ПОДЗЕМНОГО СТОКА
6.3.1. Классификация и конструкции дренажей
Дренажи — устройства, предназначенные для снижения влажности грунтов и понижения уровня или перехвата подземных вод.
Подземные воды в зависимости от их вида по разному влияют на прочность, устойчивость и стабильность земляного полотна и его основания. Они бывают безнапорными в виде верховодки, грунтовых вод и межпластовых вод и напорными. Верховодка располагается в самом верхнем слое грунта в виде замкнутых линз, нередко значительной площади, области ее питания и существования совпадают. Грунтовые воды имеют выдержанный горизонт. Области их питания и распространения обычно не совпадают. Они находятся в самом верхнем слое, подстилаемом первым водонепроницаемым слоем грунта. Межпластовые воды находятся между двумя водонепроницаемыми слоями и, если они заполняют весь пласт, то, как правило, являются напорными.
Кроме того, воды подразделяются на поровые, трещинные и порово-трещинные. Поровые подчиняются законам ламинарного движения, к их движению применим закон Дарси, трещинные — законам турбулентного движения и подчиняются закону Шези; при порово-трещинных водах имеет
место смешанное движение (закон Смрекера).
Вода в грунте может находиться в трех состояниях: жидкой фазе, твердой (лед) и газообразной (пар).
В жидкой фазе вода делится на свободную (гравитационную и капиллярную) и связанную (прочносвязанную и рыхлосвязанную). Гравитационная вода перемещается в грунте под влиянием силы тяжести. Капиллярная вода, близко расположенная к уровню гравитационной, связана с ней, выше размещается зона капиллярносеточной автономной воды. Связанная физически силами электромолекуляр-ного притяжения с минеральными частицами грунта вода может быть прочносвязанной (толщина пленок по данным Н. А. Цытовича может доходить до 5 • 10-6 мм) и рыхлосвязанной.
Для земляного полотна наибольшую опасность представляют свободная гравитационная и тем более напорная вода (снижает сопротивление грунтов сдвигу), вода в виде льда (создает условия для морозного пучения грунтов), а также связанная вода, так как ее очень трудно удалить из грунта, а при ее значительном количестве также существенно падает сопротивление грунтов сдвигу.
В структурной схеме (рис. 6.39) представлена классификация различного рода дренажей, которые могут снизить влажность грунта до безопасного состояния.
345
Для осушения грунтов земляного полотна и его основания наибольшее распространение имеют биологические и особенно гравитационные дренажи.
Биологические дренажи в виде трав, кустарников и деревьев действуют путем отбора из грунта воды и транспирации ее через стволы и зеленую массу: травы могут удалять до 230 — 250 мм осадков в год (кустарники и деревья), — до 400 — 500 мм в год, эвкалипты — до 1000 — 1400 мм в год.
Применяются биологические дренажи на откосах насыпей и выемок (трава) и на неустойчивых косогорах (все виды биологических дренажей).
Вентиляционные дренажи осушают грунт за счет испарений влаги через вертикальные скважины или колодцы.
Вакуум-дренаж применяется для изъятия воды из слабопрони-цае- мых грунтов (коэффициент фильтрации Кф = 0,54- 0,01 м/сут) с помощью вакуумных насосов.
Электродренаж основан на электроосмотическом воздействии постоянного электрического тока на процессы фильтрации воды в грунтах с 7<ф < 0,01 м/сут.
Термодренаж заключается в принудительном удалении грунтовой воды при обжиге или прогревании грунта. Все эти виды дренажей имеют временное ограниченное применение из-за малой их эффективности.
Рассмотрим конструкции наиболее распространенных гравитационных дренажей. Они имеют наибольшую эффективность и отличаются продолжительностью действия.
Открытые горизонтальные дренажи — канавы и лотки рассмотрены ранее. Среди закрытых горизонтальных дренажей чаще всего применяют дренажи траншейного типа относительно мелкого заложения (1,5 — 3,0 м).
Так, дренажи без труб применяют при необходимости осушать грунт на коротких участках (15 — 50 м) при небольших притоках грунтовой воды. Такими дренажами являются многочисленные поперечные прорези, используемые для осушения верхней части земляного полотна и отвода воды из балластных углублений (рис. 6.40). Заполнителем траншеи служит
Рнс. 6.39. Классификация дренажей
346
Рис. 6.40. Беструбиый дренаж — поперечная прорезь:
а — разрез поперек пути; б — разрез вдоль пути: / — прорезь, заполненная гравелистым песком; 2 — балластное углубление: 3 — втрамбованный щебень толщиной слоя 0,05—0,08 м; 4 — грунт земляного полотна
крупнозернистый и гравелистый песок, щебень, гравий.
Наиболее часто применяют горизонтальные закрытые дренажи траншейного типа с дренами — трубами, так называемые трубчатые дренажи. На рис. 6.41 для примера показана схема перехватывающего дренажа, предназначенного для недопущения грунтовой воды в основание насыпи. Это так называемый совершенный дренаж: траншея врезана в водоупорный слой грунта и перехватывает всю грунтовую воду. Если же она не доведена до водоупора и имеет место поступление воды со дна, то дренаж называется
несовершенным. Траншея заполняется дренирующим грунтом (гравий, гравелистый, крупный и средней крупности пески), благодаря чему грунтовая вода под действием сил гравитации фильтруется из осушаемого грунта в траншею, заполненную материалом с лучшими, чем для грунта, фильтрующими свойствами. Далее она собирается трубой — дреной и при наличии продольного уклона дна траншеи и трубы вытекает через выпуск на поверхность земли.
Ширина траншеи при глубине дренажа до 3,0 м обычно составляет 0,8 — 1,0 м.
Рис. 6.41. Трубчатый траншейный дренаж:
а — трасса; б — продольный профиль: / — участок дренажа; 2 — смотровой колодец: 3 — выпуск; 4 — местный
грунт; 5 — дренирующий заполнитель траншеи; 6 — труба: 7 — цементная подготовка; 8 — водоупорный слой
347
При заложении дренажа в глинистых грунтах для предохранения труб от засорения минимальная скорость течения воды в них vmjn > 0,25 — 0,40 м/с, а в мелких и пылеватых песках vmin - м/с. Поэтому МИНИ-мальные продольные уклоны дна траншеи и труб установлены в 5 %о , в затруднительных случаях они могут быть 2 — 3 %о . На концевых участках дренажа, играющих роль водоотвода, а не водосбора, траншея может заполняться местным грунтом (см. рис. 6.41, 6).
В качестве дрены применяют трубы круглого сечения диаметром 0,05 — 0,30 м, бетонные, асбоцементные, керамические, трубофильтры и пластиковые перфорированные.
Трубофильтры (рис. 6.42) изготавливаются из крупнопористого керамзито-бетона. Он имеет, как правило, коэффициент фильтрации в сто раз превышающий коэффициент фильтрации дренирующего заполнителя. Трубофильтры имеют внутренний диаметр £>вн = 0,05-5-0,20 м, толщину стенок С = = 0,025-гО,060 м и длину секций 0,5 — 1,0 м. В настоящее время, как правило, для предохранения труб от засорения их оборачивают в геотекстиль.
Для возможности систематических осмотров и очистки труб через каждые 50 — 100 м трассы дренажа, а также в углах поворота в плане и профиле устраивают смотровые колодцы (см. рис. 6.41). Ранее использовались деревянные срубы, колодцы из кирпича или бутового камня, а в настоящее время применяют сборные железобетонные колодцы из секций диаметром 0,70; 1,00; 1,50 и 2,00 м и высотой 0,29; 0,59; 0,89 и 1,19 м (рис. 6.43).
В колодце при необходимости (из условия проектирования продольного профиля дренажа) уровень выходной трубы может быть ниже уровня входной. Верхнюю часть колодца во избежание попадания в него поверхностной воды выводят выше поверхности земли не менее, чем на 0,5 м. Для спуска в колодец в кольца через каж-348
дые 0,35 — 0,45 м по высоте заделывают металлические скобы. В нижней части устраивают отстойник глубиной от дна выходной трубы до дна колодца 0,4 — 0,5 м. В условиях сурового климата в колодец, кроме верхней крышки, на зиму укладывают вторую, нижнюю, покрываемую теплоизолирующим материалом.
Трубы осматриваются из колодца непосредственно или с помощью системы зеркал. Для очистки труб от колодца к колодцу протягивается капроновая нить, на которую надевается ерш. Очистка может быть пневматической или гидравлической.
В пределах водоотводной части дренажа (перед выпуском его на поверхность земли) трубы укладывают без отверстий и без зазоров в стыках. С целью быстрого сброса воды из дренажа и придания ей достаточной скорости на выходе (для предупреждения образования наледей зимой) концевому участку дренажа дают максимально возможный уклон is10 %о.
Конструктивно выпуски оформляются в виде подпорной стены, называемой оголовком дренажа (рис. 6.44).
На выпуске дренажные трубы должны защищаться сверху и с боков от промерзания. Вода из выпуска поступает в дренажную канаву, имеющую продольный уклон i > 0,1; конец трубы должен быть приподнят над ее дном не менее, чем на 0,5 м для того, чтобы аккумулируемый лед не закрывал выходные отверстия трубы зимой. В районах с суровым климатом выход заключается в специально обогреваемую будку. В простейшем случае при отсутствии промерзания выход может устраиваться без подпорной стены.
Рассмотренные дренажи, как правило, имеют максимальную глубину до 6,0 м, обусловленную возможностями работы механизмов — траншеекопателей и экскаваторов с обратной лопатой. При необходимости устройства траншейных дренажей большей глубины (до 10 — 12 м) используют дренажи, называемые галереями. Они
имеют трубу такого размера (которая также называется галереей), в которой может передвигаться человек для осмотра, очистки и ремонта (рис. 6.45). Трубы из железобетона, бетонитовых камней и пр. бывают круглого, прямоугольного или трапецеидального сечения.
Галереи используются для отвода грунтовой воды из нескольких водоносных слоев. Галерея врезается в водоупор, траншея заполняется дренирующим заполнителем. Вода проникает в трубу сквозь щели в обделке или швы секций. Продольный уклон дна обычно совпадает с уклоном водоупорного
а)
Рис. 6.43. Железобетонные смотровые колодцы: а — безкамерный; б — с камерой; 1 — кювет; 2 — лаз; 3 — железобетонная плита на подготовке из щебня; 4— подготовка из щебня
349
Рис. 6.44. Пример конструктивного оформления выпуска дренажа:
/ — засев травой; 2 — местный грунт; 3.5 — бетонные плиты; 4 — подпорная стена из монолитного бетона; 6 — щебень, втрамбованный в грунт; 7 — дренажная труба; 8 — утепляющая засыпка
Рис. 6.45. Галерея:
/ — цементная подготовка; 2 — обделка галереи; 3 — уровень грунтовой воды до устройства галереи; 4 — кривая депрессии
слоя, но минимальный составляет 5 — 10 %о. Смотровые колодцы, устраиваемые одновременно и для целей вентиляции, размещаются через каждые 100 — 200 м. Выходы оформляются с помощью подпорных стен. Так как соответствующими землеройными средствами нельзя вскрыть траншею глуби
ной 10 — 12 м, то отрывают выемку примерно до половины требуемой глубины дренажа, а затем добирают остальную часть траншеекопателем или экскаватором.
Если требуется перехватить грунтовую воду еще на ббльшей глубине, или считается нецелесообразным перере
Рис. 6.46. Штольия:
а — разрез; б — плац; / — кривая депрессии; 2 — вертикальный буровой колодец; 3 — уровень грунтовой воды до устройства дренажа; 4 — штольня; г — радиус действия колодца
350
зать пласты грунтов траншеей, то используют штольни — горизонтальные закрытые дренажи бестраншейного типа, сооружаемые горным способом или щитовой проходкой (рис, 6.46). Они сооружаются в породах, хорошо отдающих воду и водоустойчивых (не выщелачиваемых); врезаются в водоупор на 0,3— 0,5 м. Применя-
ются обделки круглого или овоидаль-ного сечения (рис. 6.47). Смотровые колодцы (шахты), выполняющие роль вентиляционных устройств, размещаются через 100 — 200 м длины штольни. Так как штольни чаще всего используются для осушения неустойчивых косогоров, расположенных у водотоков, то выходы их во избежание по-
100
*_________138________________„
Рис. 6.47. Обделки штолен:
а — из железобетонных тюбингов при щитовой проходке; б — из бетониталена при овоидальном креплении штольни при горной проходке
351
Рис. 6.48. Кротовый дренаж:
I — бетонные крепления откоса; 2 — блок-головок: 3 — скважина; 4 — перфорированная часть
падания паводковой воды имеют специальные устройства для обеспечения их герметичности на время паводка.
Для осушения балластных углублений в насыпях старой постройки или откосов выемок применяют кротовый дренаж. Это бестраншейный
Рис. 6.49. Вертикальный дренаж в виде бурового колодца:
I — смотровой колодец: 2 — уровень грунтовой воды до устройства дренажа; 3 — кривая депрессии; 4 — перфорированная труба; 5 — заполнитель скважины (гравелистый песок): 6 — щебень; 7 — отстойник; 8 — поглощающий слой
352
горизонтальный дренаж, сооружаемый путем бурения наклоненных с i > 0,02 к горизонту скважин, в которые заводятся трубофильтры или пластиковые перфорированные трубы (рис. 6.48). Такие дренажи сейчас сооружаются с помощью машины МСПД (машины для сооружения поперечных дренажей).
Вертикальные дренажи в виде буровых или шахтных колодцев (рис. 6.49) устраивают в случаях, когда по технико-экономическим соображениям целесообразно отвести воду в нижележащие водопроницаемые слои грунта, не полностью заполненные водой, или в штольни.
Комбинированные дренажи представляют собой систему из различных типов горизонтальных и вертикальных дренажей. Такая система из штольни и вертикальных буровых колодцев была приведена на рис. 6.46.
Рассмотренные дренажи могут быть одиночными и групповы-м и, представляющими собой систему одиночных дренажей, гидравлически не связанных между собой. Система одиночных дренажей, гидравлически связанных между собой, называется дренажной сетью.
В зависимости от места расположения в земляном полотне дренажи могут быть откосными, подкюветными, прислоненными, кольцевыми и др.
6.3.2. Основы проектирования дренажей
Прежде, чем приступить к проектированию дренажа, необходимо убедиться, что он будет эффективным, т. е. что снижение влажности грунта будет достаточным.
Эффективность дрена-ж а определяется величиной коэффи
циента водоотдачи ц.
Считается, что дренаж будет эффективным, если ц S 0,20:
пример, если дренаж будет сооружаться в выемке (рис. 6.50, а) с целью предотвращения морозного пучения грунтов, то нормой осушения будет служить необходимая величина снижения уровня грунтовых вод ниже фронта промерзания по оси пути, если же дренаж будет сооружаться для осушения основания насыпи (рис. 6.50, б), то нормой осушения станет необходимое снижение уровня грунтовых вод под подошвой основания.
В первом примере
%
Л = z + Д + </хап +/- Лб - к,
<6.44)
► (6.46)
во втором примере
?и0 = я - (1+а) WM
«В
Л = С + Со + Д + dKan +f,
где т0 - водоотдача; п - пористость осушаемого грунта; а — доля капиллярно-за-стрявшей воды (а « 0,05 + 0,10); Им—влажность максимальной молекулярной влаго-емкости (для глинистых грунтов примерно равна влажности на границе раскатывания И'р); yd и ув — удельные веса сухого грунта и воды соответственно, Н/м3.
При известной т$ можно найти и эффект осушения, характеризуемый снижением влажности грунта на ДТУ, которая находится по формуле
ДИ, = ш0 —. (6.45)
Убедившись, что дренаж эффективен, прокладывают трассу дренажа, соображаясь с целью его устройства, формой и размерами земляного полотна, инженерно-геологической характеристикой и пр. Намечают расчетное сечение (обычно такое, где глубина заложения дренажа будет наибольшей). Затем, в соответствии с так называемой нормой осушения строят расчетную модель и определяют требуемую глубину заложения Л, м. Нормой осушения является формализованная цель устройства дренажа. На-
где z — расчетное значение глубины промерзания грунта (см. п. 6.3), м; Д — запас на возможное колебание уровня грунтовых вод и глубины промерзания (Д = 0,15 + -5-0,20 м); rfxan — величина капиллярного поднятия воды (учитывается сплошное капиллярное насыщение) м; / = /о + Ло (/о — стрела кривой депрессии, м; Ло — конструктивный размер, складывающийся из диаметра дрены и толщины подушки под ней в случае несовершенного дренажа, м); Лб — толщина балластного слоя вместе со сливной призмой, м; к — глубина кювета, м; С, Со — см. рис. 6.50, б.
Стрела кривой депрессии = в первом примере и /о = L-Jq во втором примере, где — средний уклон кривой депрессии; Jq = 0,006 + 0,050 для песков и супесей; Jq = 0,050 + 0,100 для суглинков, Jq = 0,100 + 0,200 для глин и Jq= = 0,020 + 0,120 для торфов.
Для более точного получения Со в примере на рис. 6.50, б необходимо строить кривую депрессии по ее уравнению (см. ниже).
При известной глубине заложения дренажа определяется приток воды в дренаж q, м3/с для одного погонного метра дренажа.
Рассмотрим приток воды в одиночный несовершенный дренаж (рис. 6.51).
353
На схеме Н — мощность водоносного пласта над дном дренажа, м; Т — глубина области фильтрации воды со дна дренажа, м; е0 — высота выклинивания кривой депрессии над поверхностью воды в дренаже, м.
Рассматриваемая расчетная схема имеет следующие допущения:
1) движение воды ламинарное, используется закон Дарси (хотя у стенок траншеи и при втекании воды в трубу оно будет турбулентным);
2) запасы воды неограничены, т. е. приток q на 1 п. м дренажа может считаться постоянным;
3) водоупор (его поверхность) и зеркало грунтовых вод до устройства дренажа горизонтальны;
4) скорость фильтрации до устройства дренажа равна нулю.
Определим q с одной стороны дренажа.
При равномерном движении воды
q = шт, (6.47)
где ш — площадь сечения водонасыщенного грунта (площадь, занятая минеральными частицами, плюс площадь, занятая фильтрующейся водой), м2; v — скорость фильтрации, м/с.
Рис. 6.50. Расчетные схемы к определению глубины заложения дренажей:
в — в проектируемой выемке; б — для осушения основания существующей деформирующейся насыпи; / — уровень грунтовой воды до устройства дренажа; 2 — граница промерзания; 3 — уровень капиллярной воды; 4 — кривая депрессии; 3 — снег
354
По Дарси
v = КфЛ (6.48)
где — коэффициент фильтрации, м/с; J — гидравлический градиент.
J=4q « 4^. (см. рис. 6.51)
Тогда
(6-49)
Рис. 6.51. Расчетная схема к определению притока воды в одиночный несовершенный дренаж: / — уровень грунтовой воды до устройства дренажа; 2 — кривая депрессии
Разделим область фильтрации на области А, Б и В (см. рис. 6.51), тогда
Ч = 9а + Чб + Чв ~ 9а+б + Чв- (6.50)
В любом сечении х
Ч\ + б = <ov = (у + йо) 1Кф
Тогда из формулы (6.51) найдем:
Проинтегрируем это выражение х, разделив переменные:
по
'(н-у
+ Л0(Н-й0)
X у
/ 9а+К л = / Кф(У + Л0) <&'• о
получим
Яа+Бх -
+ ЛО(У-ЕО) ,
2
отсюда
х = —-9a+S .
+ ЛоО'-ео) • (6-51)
2
Уравнение (6.51) является уравнением кривой депрессии, которое используется для ее построения в необходимых случаях, например так, как это показано на рис. 6.50, б.
Для определения <7д+Б имеем в виду, что при х = Lq, у - z - Н — hQ, а величиной е0 из-за ее малости обычно пренебрегают.
йо + 2Ло)= (6.52)
Кл/0
= -^(Я+Л0),
H-ho .
где = Л — средний уклон кривой депрессии.
Приток со дна дв находится по Р. Р. Чугаеву. Его метод основан на решении гидромеханической задачи в предположении, что вода в зоне В движется в дренаж вследствие разности напоров Н — hQ-.
qS = K^(H-hQ)q4, (6.53)
где q4 — приведенный расход со дна.
Значение q4 находится по графику рис. 6.52 в зависимости от величин
Рис. 6.52. График для определения дч
Я = <7п + 9м- (6.57)
Приток воды в средний дренаж ? = 2<?м. (6.58)
Формула (6.56) получена в предположении, что в отличие от кривой депрессии с полевой стороны, описываемой квадратной параболой [уравнение (6.51)], кривая депрессии в междудре-нажном пространстве описывается эллипсом.
Подбор размеров дрен производится по полному фактическому расходу воды Q$, м3/с, который пропускается дреной в конце водосборной части дренажа длиною I, т. е.
бф ~ бтранз (6-59)
В случае если р > 3, то
Яч
9ч’(р-3)9ч-+Г
при этом q4' берется из того же графи-ЗТ
ка при р = 3 и а = ——.
ЗТ+а
Таким образом
Кф'о .
9А+&-В - 2 (# + М +
+ Кф(/7-й0)?ч. (6.54)
где йтраиз — транзитная часть расхода, поступающего в дренаж, если она есть, м3/с.
Пропускная способность трубы, т. е. количество воды, которое может пропустить труба
брас =
для круглой трубы псР ® " 4 1
x = nrf;
я=М
X 4
(6.60)
Общий приток на 1 п. м
Я ~ 2?а + б + в-
При групповом дренаже (рис. 6.53) приток в крайний дренаж с поля <уп определяется по формуле (6.54), а из меж-дудренажного пространства
?м = Лф/о[Ьм(/о + 9ч) + 2Ло], (6.56)
где при определении q4 вместо £0 следует взять LM.
Полный расход в один дренаж
356
v = С "^Ri; С= ±Ry, гдеу = 0,142 при п = 0,012.
Дрена считается достаточного диаметра, если
«бф^брас- (6-61)
где m — коэффициент запаса на возможное засорение трубы; m = 1,5.
Обычно для трубчатых дренажей достаточно d 5 0,30 м.
При проектировании дренажа необходимо также проверить пригодность
Рис. 6.53. Расчетная схема к определению притока воды в групповой дренаж: / — уровень грунтовой воды до устройства дренажа: 2 — кривая депрессии; 3 — водоупор
имеющегося материала в качестве дренирующего заполнителя. Для того чтобы не было механической суффозии мелких частиц осушаемого грунта в поры дренирующей обсыпки или мелких частиц заполнителя в отверстия дрены, необходимо выполнить условие
*вх М,
(6.62)
где vbx — входная скорость втекания воды, м/с; [v] — допускаемая скорость, при превышении которой начинается процесс суффозии, а следовательно, и засорения обсыпки или дреиы, м/с.
Эти скорости определяются по фор
мулам:
S- (6.63)
где о — площадь втекания воды, м2; при проверке на контакте грунта с обсыпкой <в=2(а + Ло) при несовершенном дренаже; при проверке на контакте с трубой со = £,F; F — суммарная площадь отверстий на 1 м длины дренажа, м2; t, — доля работающих отверстий ft = 0,25 + 0,50); K$~i — коэффициент фильтрации материала, из которого фильтруется вода, м/с; в первом случае — это грунт, во втором — дренирующая обсыпка.
Кроме того, дренирующий заполнитель не должен чисто механически забивать отверстия трубы, наиболее крупные его частицы размером е/од должны образовывать вокруг отверстия устойчивый свод, предотвращающий вываливание более мелких частиц в отверстие. Для этого размер отверстия
е < CW90, (6.64)
где С = 3,0 -е- 4,5 для круглых и С = 2 * 3 — для щелевидных отверстий; dw — размер частиц обсыпки, меньше которого по массе в ней содержится 90 %.
Если условие (6.63) не выполняется для контакта с грунтом, то в настоящее время в нижней части траншеи укладывается геотекстиль (рис. 6.54), если условие (6.63) или (6.64) не выполняется на контакте с трубой, то трубу оборачивают в геотекстиль.
Завершающим этапом проектирования дренажа является определение так называемого срока осушения. Его величина в отдельных случаях может повлиять на окончательное решение об устройстве дренажа по сравнению с другими конкурирующими вариантами.
12в Злк 375
357
Рис. 6.54. Укладка геотекстиля в траншее:
/ — дрена; 2 — дренирующий заполнитель; 3 — геотекстиль
В = 1 +5,5
I
аТ
(Н+Т)Н'
Hl и т)2 — некоторые функции осушения, зависящие от вида дренажа.
Для полевой стороны
_ 4(7^-^)
П1 3(7/2-й^)’
П2 = 0-
Для междудренажной стороны
Я+2Л0 3(Я+Л2):
2 ,1 1,
П2 3A2j~ На-
Срок осушения t — это время, в течение которого найденная эффективность дренажа будет осуществлена, т. е. кривые депрессии грунтовой воды займут свое стационарное положение (см. рис. 6.53).
t =
Ф
(6.65)
где В — коэффициент, учитывающий несовершенство дренажа:
значения коэффициента А = приведены ниже:
ЫН... О 0,05 0,10 0,20 0,30 0,40
А.... 0,862 0,861 0,857 0,842 0,817 0,781
ЫН... 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90
А.... 0,734 0,674 0,597 0,497 0,357
Решение о приемлемости срока осушения решается технико-экономическим сравнением вариантов возможных технических решений.
6.4. ТЕПЛОИЗОЛИРУЮЩИЕ УСТРОЙСТВА И ПОКРЫТИЯ
6.4.1. Теоретические основы регулирования тепловых процессов
Земляное полотно — инженерное сооружение, постоянно находящееся под непосредственным воздействием климатических факторов, одним из которых являются термодинамические условия. Материалом земляного полотна, как известно, служат грунты; в физико-химическом отношении они представляют собой совокупность взаимосвязанных и взаимообусловленных фаз. В них в отдельности и сопряженно протекают различные процессы, энер-358
гия и направленность которых зависят от термодинамических условий окружающей среды.
При периодических изменениях температур воздуха изменяется температура и поверхностных слоев грунта. Это приводит к периодическим изменениям влагосодержания, структуры, прочности грунтов. Происходит процесс пучения грунтов, влияющий на геометрические характеристики поверхности грунта и, как следствие, возникает искажение положения рельсошпальной решетки железнодорожного пути в
профиле и плане (процесс пучения подробно рассматривается в п. 6.6.4).
Для правильного, обоснованного проектирования мероприятий, направленных на регулирование тепловых процессов в грунтах земляного полотна с целью исключения их влияния на стабильность рельсошпальной решетки, производят расчеты глубины промерзания грунтов как в естественных условиях, так и при применении различных теплоизолирующих материалов; при этом используемые расчетные модели применимы и для определения толщины теплоизолирующих устройств и покрытий.
Процесс промерзания грунтов является пространственным, для полного его описания необходимо исходить из решения пространственной термодинамической задачи. Однако с достаточной для практических целей точностью в основу определения глубины промерзания грунта может быть положен приближенный метод рассмотрения одноразмерного теплового потока (рис. 6.55).
В методе приняты следующие допущения:
среда однородна;
задача стационарная (параметры среды в процессе промерзания не изменяются);
тепловой поток направлен только по ординате z, т. е. воздействие отрицательных температур идет только сверху.
Для решения задачи используется дифференциальное уравнение Фурье в частных производных:
где Т — температура грунта, °C; t — время, с: а2 — температуропроводность грунта, м2/с.
= (6.67)
Ср
где X — теплопроводность грунта (Вт/м °С); С — удельная теплоемкость грунта (Дж/кг-’С); р — плотность грунта, кг/м3.
Практика показывает, что как на поверхности грунта, так и в его толще, сезонное изменение температуры с достаточной точностью может быть описано косинусоидальным законом, т. е.
Т = T0cos27t 7- + 0О, (6.68)
!о
где То — амплитуда изменения температуры в годичном цикле, °C:
Т’тах ~ — 'Gnin) 'о- 5 ;
to — время, равное одному году, с; 0о — среднегодовая температура, °C;
д ‘Gnax + ( ~ Лп1п)
в0= т •
Подставив выражение (6.68) в (6.66) и решив его относительно Т, получим:
Т=Тое “ '° cos(2ny--^V^j + 0o. (6.69) ‘О а *0
Формула (6.69) может быть использована для определения неизвестной глубины промерзания z2 какого-либо грунта, если известна глубина промерзания Z[ другого грунта. Действительно, запишем выражение (6.69) для какого-то момента времени t для
Рис. 6.55. Схема одноразмерного теплового потока
12н
359
грунта, имеющего температуропроводность .
Для этого грунта на какой-то известной глубине z\ устанавливается изотерма Т\. Найдем, на какой глубине Z2 эта же изотерма Т2 = Т\ установится в этот же момент времени t для другого грунта, имеющего а\:
Л» 1л t Z1 /тг
7\ = Тйе cos(2nj- ^V) + 60 =
‘О “I ‘о
т -г °2 '° . rt (
= Т2 = Тл е cos (2тг — -
‘о
_Дл/?) + 0о. (6.70)
а2 10
Уравнение (6.70) превратится в тождество при
«2
откуда неизвестная Z2 = z\—.
Для ряда грунтов
£1 = £2 = £з= =fi = f3
а1 а2 а3 ai аз ’
где 2Э — известная глубина промерзания некоторого эталонного (эквивалентного) грунта.
Тогда для любого грунта неизвестная глубина промерзания
Qi ,, —-v
Zi = — 23 = niZ3, (6.72)
лэ
где щ — назван коэффициентом эквивалентности
(6-73> а3 лэ с, pi-
Выражение для глубины промерзания (6.72) и выражение для коэффициента эквивалентности (6.73) являются приближенными, так как все представленное решение задачи приближенно в силу того, что в нем не учтены следующие факторы:
трехмерность теплового потока;
360
вода, находящаяся в грунте, при промерзании претерпевает фазовые превращения, выделяя при этом скрытую теплоту льдообразования;
из нижних, талых слоев грунта к фронту промерзания идет тепловой поток.
Однако, приведенные выкладки показывают теоретическую обоснованность сущности коэффициентов эквивалентности, широко применяемых в настоящее время для различных теплотехнических расчетов. Используются, в основном, экспериментально полученные коэффициенты эквивалентности как для различных грунтов, так и для теплоизолирующих материалов (см. ниже).
6.4.2. Расчет теплоизолирующих устройств и покрытий
Теплоизолирующие устройства и покрытия используются для предотвращения морозного пучения грунтов при сезонных изменениях температуры и для предотвращения оттаивания вечномерзлых грунтов.
Теплоизолирующими устройствами считаются различные подушки из теплоизолирующих материалов, имеющие толщину, составляющую до 0,1 и более их ширины; покрытия-м и считаются тонкие подушки или плиты, у которых соотношение толщины к ширине составляет около 0,02 и менее. Примеры конструкций покрытий для изоляции откосов выемок в районах распространения вечномерзлых грунтов приведены в п. 5.3.5, конструкции теплоизолирующих подушек даны ниже в п. 6.6.4.
В качестве теплоизолирующих материалов применяют шлак, отходы асбестовой промышленности, мох, волокнистый неразложившийся торф, тундровую дернину, опилки, пенопласт.
В табл. 6.2 — 6.4 приведены значения коэффициентов эквивалентности п, для некоторых видов грунтов и теплоизолирующих материалов.
На дорогах бывшего СССР использовались пенопласты полистирольные (ПС-1-70, ПС-4-60, ПС-1-100) и полихлорвиниловые (ПХВ-1-85 и ПХВ-1-115), а также замкнуто-ячеистые с пределом прочности не менее 300 кПа, толщиной плит 0,05 — 0,06 м и 0,11 — 0,12 м, шириной до 2,0 м и с объемным весом 0,6 — 1,0 кН/м3. Их теплофизические характеристики, а также данные о коэффициентах эквивалентности в зависимости от толщины пенопластов тп приведены в табл. 6.4. Там же даны и аналогичные характеристики снега.
В настоящее время при реконструкции линии С.-Петербург—Москва укладываются импортные пенопласты, характеристики которых приведены в
табл. 6.5. Сейчас в России строится завод по изготовлению экструдированного пенополистирола Polypan.
Пенопласты для усиления основной площадки земляного полотна и защиты от промерзания используются с 1966 г. в Германии, Норвегии, Финляндии, Швеции, Австрии, Швейцарии, Италии.
При расчетах теплоизолирующих устройств и покрытий определяется глубина промерзания утепляемого грунта z, м, и толщина подушки или покрытия т, м.
Глубина промерзания грунта z для любого однородного грунта сможет быть определена непосредственными прямыми наблюдениями или взята по
Таблица 6.2. Коэффициенты п/ для грунтов
Наименование грунтов Значения щ при влажности W
0,35 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0.05
Глины и суглинки 0,87 0,90 0,95 1,00 1,04 1,09 1,17
Супеси 0,91 0,95 1,02 1,08 1,15 1,26 _Ц5
Таблица 6.3. Коэффициенты л/ для балластов и шлаков
Щебеночный балласт Песчано-гравелистый балласт Пески гравелистые, крупные и средней крупности Асбестовый балласт Шлак котельный Шлак доменный
1,30/1,50 1,20/1,40 1,30 0,95 0,80 0.75
Примечание. Данные в числителе — для деревянных шпал, в знаменателе — для железобетонных.
Таблица 6.4. Характеристики пенопластов ПС, ПХВ и снега
Характеристики Пенопласты марок Характеристики Снег
ПС-1-70, ПС-4-60 ПС-1-10, ПХВ-1-85 ПХВ-1-115 средней плотности, не уплотненный иа оборине пути плотный в пределах рельсовой колеи
Хп, Вт/м ® С 0,046 0,052 0,057 XcHt Вт/м- °C 0,292 0,856
Шп, М 0,05; 0,10; 0,15; 0,20 0,05; 0,10; 0,15; 0,20 0,05; 0,10; 0,15; 0,20 ГПсн, М 0,10; 0,30; 0,50; 1,00 0,05; 0,10
Шп/Лп 0,68; 1,04; 1,32; 1,52 0,60; 0,93; 1,18; 1,34 0,55; 0,86; 1,08; 1,22 Мсн/Лсн 0,50; 0,87; 1,12; 1.60 0,18; 0,26
361
Таблица 6.5. Характеристики пенополистирольных плит
Тип плит и фирма изготовитель Плотность, кг/м3 Прочность на сжатие при 10 % линейной деформации, мПа Водопогло-щеиие через 24 ч по объему, % Теплопроводность при фактической влажности, Вт/м • "С Предел прочности при изгибе, МПа Деформатив-иость при многократно приложенной нагрузке, %
Плиты Polypan LPM Jmpianti (Италия) 45/>35 0,53/>0,50 0,14/<0,50 0,035/<0,040 0,49/>0,70 1,9/<5
Dow Huhgary Chemicals (Вегрия) Плиты Styrofoam 45,2/>35 0,50/0,50 0,145/<0,50 0.028/<0,040 0,72/>0,70 1,5/5
Плиты Styrodur PHS 4,3/32:35 0,70/>0,50 0,14/50,50 0,029/50,040 0,60/20,30 1,04/55
Примечание. В числителе приведены данные испытаний, в знаменателе — нормативные технические требования.
данным мерзлотомеров. Как правило, она принимается как максимальная из максимальных глубин сезонного промерзания грунта по данным многолетних наблюдений за период не менее 10 лет.
При отсутствии таких данных она может быть рассчитана в соответствии с указаниями СНиП 2.02.01— 83 по следующей формуле (при промерзае-мости грунтов до 2,5 м):
z = dfn = d0 <Mt, (6.74)
где dfn — нормативное значение глубины промерзания, м; da — параметр (найденный эмпирически), принимаемый равным для суглинков и глин 0,23 м; супесей, песков мелких и пылеватых — 0,28 м; песков гравелистых, крупных и средней крупности —
Рис. 6.56. Схема многослойного промерзающего грунта
362
0,30 м и крупнообломочных грунтов — 0,34 м; значение do для грунтов неоднородного сложения может определяться как средневзвешенное в пределах глубины промерзания; Mt — безразмерный коэффициент, численно равный сумме абсолютных значений среднемесячных отрицательных температур за зиму в данном районе, принимаемых по результатам наблюдений местной гидрометеорологической станции, а при их отсутствии по СНиП 2.01.01—82.
За эталонный грунт принимается глина или тяжелый суглинок, следовательно эквивалентная глубина промерзания гэ будет равна 2, определяемой по формуле (6.74) при dQ = 0,23 м, т. е.
2Э = 0,23 л/л7/. (6.75)
При известной гэ и отсутствии данных о Mt глубина промерзания любого грунта может быть определена по формуле (6.72).
При определении г по формулам (6.74) и (6.72) она будет найдена как для открытой площадки. Предполагается, что коэффициенты эквивалентности сохраняют свои числовые значения и для многослойного грунта и для грунта, прикрытого теплоизоляцией, покрытого снегом или толщей верхнего строения пути.
Фактическая глубина промерзания многослойного грунта (рис. 6.56)
Рис. 6.57. Схемы к определению глубины промерзания и толщины покрытия: а — без теплоизолятора; б — с теплоизолятором; / — снег; 2 — щебень; 3 — песчаная подушка; 4 — промерзающий грунт; 5 — пенопласт
2 — ^сн 4. 4. ^пес +
лсн лщ лпес лгр
(6.78)
i=k
z$ = пц+т2 +т3+... + тк = ^т{. (6.76) /-1
Эквивалентная глубина промерзания, имея в виду формулу (6.72)
т] т2 т3
z, — 4. 4.
э п | п2 п3
i=k
^тк х' т1
1*=П
(6.77)
Здесь толщина каждого слоя грунта nij приведена к толщине эквивалентно-
го слоя грунта —.
i = k т (
Уравнение z3 = 2j~ называется
i = n *
уравнением эквивалентности, которое может использоваться для решения различных прикладных задач и, в частности, для определения глубины промерзания z и толщины подушки или покрытия т„. Оно, как и вывод (6.72), получены Г. М. Шахунянцем.
Рассмотрим для примера, как определить неизвестную глубину промерзания грунта под балластным слоем железнодорожного пути и толщину теплоизолирующего покрытия, необходимую для вывода фронта промерзания из этого грунта, чтобы предотвратить его пучение (рис. 6.57).
Для определения т2 составим уравнение эквивалентности для случая, показанного на рис. 6.57, а:
где щСи — толщина снега над рельсошпальной решеткой, остающаяся после прохода снегоочистителя, м; лгщ — толщина щебня в междушпальном ящике, м; шПес — толщина песчаной подушки, м; т: — толщина слоя грунта, промерзающего под верхним строением пути, м; Лен, лЩ1 Лпес, «гр — соответствующие рассмотренным слоям коэффициенты эквивалентности.
Найдем z3 по формуле (6.75) и при известной левой части уравнения (6.78) определим неизвестную величину т2. Тогда полная фактическая глубина промерзания найдется по формуле (6.76).
Чтобы найти требуемую толщину теплоизолирующего покрытия (в рае-смотренном примере слой пенопласта), составим уравнение эквивалентности для случая, показанного на рис. 6.57, б:
_ тсн тпес тг
псн пщ Ппес лгр
wch ^пес ^пен
«сн пщ ппес лпен
При известной левой части уравнения из правой найдем /нпен.
Аналогично можно определить требуемую толщину подушек из шлака, асбеста и пр.
363
6.5. ПОДДЕРЖИВАЮЩИЕ И АРМОГРУНТОВЫЕ СООРУЖЕНИЯ. МЕЛИОРАЦИЯ ГРУНТОВ
6.5.1. Поддерживающие и армогрунтовые сооружения
Регулирование гравитационных процессов, т. е. обеспечение устойчивости нестабильных откосов и склонов производится путем устройства различных поддерживающих и удерживающих сооружений, а в отдельных случаях мелиорацией грунтов.
Контрбанкеты (рис. 6.58) — наиболее распространенные поддерживающие сооружения. Они могут быть одно-, двух- и даже трехполочными. Размеры и конфигурация контрбанкетов определяются расчетами устойчивости откоса или склона: повышение их устойчивости обеспечивается за счет повышенного веса материала контрбанкета и, главное, увеличения сопротивления сдвигу в пределах части поверхности смещения ВС.
Контрбанкеты надежны, имеют значительный срок службы. Однако, при их сооружении для усиления эксплуатируемых насыпей они обладают рядом недостатков: требуют больших объемов дефицитных дренирующих грунтов, отвода значительных площадей культурных земель под их основания, выноса различных коммуникаций в ряде случаев, не могут сооружаться в стесненных условиях и, главное, требуют удлинения существующих водопропускных труб.
Армированные контрбанкеты (рис. 6.59) применяют для уменьшения объема контрбанкета и увеличения сил сопротивления сдвигу по его контакту с основанием. Они представляют собой трапецеидальные массивы дренирующего грунта, армированного в основании различными конструкциями или материалами, обеспечивающими повышение сопротивления сдвигу в пределах поверхности АВ — сваями, старогодными железобетонными, шпалами, крупнообломочным грунтом, 364
щебнем, ломом железобетона и пр., а внутри массива арматурой в виде металлических сеток, геотекстиля, полимерных нитей и пр. Если грунт насыпи недренирующий, то на ее откосе нарезаются уступЫ - штрабы.
Расстояние между слоями арматуры ДЛ(-, между сваями I и глубйна их заделки t определяются расчетом исходя из условий обеспечения устойчивости самого контрбанкета, откос которого может иметь крутизну I : т, большую, чем без армирования, и устойчивости откоса насыпи с учетом сил сопротивления по поверхности АВ.
Контрфорсы также применяют для поддержания неустойчивых откосов насыпей, выемок или склонов. Они представляют собой короткие по протяжению массивы прямоугольного или трапецеидального сечения, как правило, встроенные в насыпь (рис. 6.60) или откос выемки, или прислоненные к крутому откосу скальных полувыемок. Материалами служат камень, бетон, обожженный грунт. Если камень укладывается в контрфорс всухую в откосе выемки, то такой контрфорс называют контрфорсным дренажем (в этом случае для защиты от кальматации частиц груйта необходима изоляция геотекстилем).
Расстояние между контрфорсами / определяется исходя из обеспечения устойчивости массива грунта между контрфорсами с учетом образования арочного эффекта и обеспечения достаточных сил сопротивления по поверхности abed.
Подпорные стены из бутовой кладки насухо (не требуется застенный дренаж), на цементном растворе, из бетона, железобетона (с застенным дренажем) применяются при устройстве насыпей на крутых косогорах (рис. 6.61, а), для поддержания трещиноватых крутых откосов скальных выемок
Рис. 6.58. Контрбанкеты:
а — сооружаемые с опережением или одновременно с возведением насыпи; б — присыпаемые к существующей насыпи или склону: 1 — камень, щебень, дренирующий грунт, местный грунт; 2 — полха шириною 4—12 м
Рис. 6.59. Армированные контрбанкеты:
/ — старогодные железобетонные шпалы: 2 — геотекстиль; 3 — щебень
365
Рис. 6.60. Контрфорсы в насыпи
Рис. 6.61. Подпорные стены:
а — поддерживающие откос иасыпи: б — поддерживающие откос скальной полувыемки; 1 — застойный дре-
наж; 2 — лоток
и полувыемок (рис. 6.61, б) и в других аналогичных случаях.
Конфигурация стены определяется местными условиями, а ее основные размеры — расчетами на сдвиг и опрокидывание. Проверяется также прочность по материалу и прочность основания под подошвой фундамента.
В последнее время для поддержания неустойчивых откосов насыпей и склонов все шире применяются армогрунтовые стены и габионные структуры в виде гравитационных габионных стен и стен системы Террамеш.
Армогрунтовая стена (рис. 6.62) представляет собой массив дренирующего грунта ABCD, армированный снаружи облицовочной стеной из железобетонных блоков, а внутри арматурой (обычно это металлические сетки, покрытые битумом или геотекстиль). По поддерживающему воздействию на насыпь такая стена заменяет собой контрбанкет из дренирующего грунта.
Фундамент выполняется монолитным или из железобетонных блоков. Глубина заложения его определяется глубиной промерзания грунта основания. Облицовочная стена состоит из железобетонных блоков (обычно 2,4 х х 0,6 х 0,6 м), уложенных друг на друга и объединенных между собой песчаноцементным раствором. Металлические армирующие элементы (полосы, сетки) располагаются дискретно по высоте и вдоль насыпи, а нетканный синтетический материал укладывается сплошными полосами шириной, необходимой для обеспечения внутренней и внешней устойчивости стены. Для отвода атмосферной воды, попадающей в массив стены, за облицовочной стеной устраивают застенный дренаж и дренажные отверстия в швах между блоками.
При проектировании принимается, что армогрунтовая стена работает как единый массив против сдвига по поверхности АВ и опрокидывания относительно точки В под воздействием оползневого давления £оп, передаваемого от неустойчивого откоса насыпи. Основные размеры стены — высота
366
Рис. 6.62. Армогрунтовая стена:
1 — блоки облицовочной стены; 2 — фундамент; 3 — арматура армогрунтовой стены;
4 — контур альтернативного решения — контрбанкета;
5 — критическая поверхность смещения
и ширина Ь — определяются из указанных условий.
Как правило, высота стены назначается конструктивно исходя из гёо-метрических параметров и конфигурации насыпи, а ширина стены b определяется следующими условиями:
по условию сдвига
,, [К]£оп .
ytfCTtg<p+c
по условию опрокидывания У (6.80)
Y
где [к] — допускаемый коэффициент устойчивости против сдвига и опрокидывания; [к} может приниматься таким же, как и при расчетах устойчивости откосов и склонов (см. п. 5.6); Еоп — расчетная величина оползневого давления, кН/м; определяется в соответствии с п. 5.6.1; у — удельный вес грунта засыпки стены, кН/м3; <р и с — угол внутреннего трения, град, и удельное сцепление, кПа, на контакте грунтов засыпки стены и основания.
Из двух значений b выбирается наибольшее. При этом максимальная ши
рина стены должна быть b = Ьтях > > 0,8 Н„ > 4,0 м.
Размеры армогрунтовой стены, армированной геотекстилем, уточняются в соответствии с расчетными размерами слоев геотекстиля.
Расчет армирования стены осуществляется из условия обеспечения ее внутренней устойчивости в соответствии с Техническими указаниями по усилению и стабилизации насыпей на прочном основании армогрунтовыми поддерживающими сооружениями (ЦП № 34, утверждены МПС 13.12.91 г.).
Гравитационная габионная стена (рис. 6.63) представляет собой подпорную стену, выполненную из габионов (см. п. 6.2.1). По поддерживающему воздействию на насыпь габионная стена заменяет собой контрбанкет из дренирующего грунта.
Стена состоит из Габионного массива прямоугольной формы в поперечном сечении. С внешней стороны она может иметь ступенчатое очертание. Высота, размеры в плане и количество габионов определяются исходя из длины и высоты участка усиления нас^ыпи.
Рис. 6.63. Гравитационная габионная стена:
/ — габионная стена; 2 — контур альтернативного решения — контрбанкета: 3 — критическая поверхность смещения
367
При проектировании стены рекомендуется использовать стандартные конструкции габионов, спецификация которых приведена в п. 6.2.1.
Первоначально производится выбор типа, формы и конструкции стены, привязка к местным условиям, назначение основных размеров и увязка их с конструкцией усиливаемой насыпи. Высота стены должна быть такой, чтобы обеспечивалась устойчивость верхней части насыпи. Ширина кладки габионов и форма стены устанавливаются из условия обеспечения устойчивости стены против сдвига и опрокидывания под воздействием силы £оп или активного давленйя £а (в расчет принимается наибольшее).
Устойчивость стены против сдвига по поверхности основания АВ обеспечивается при выполнении условия
кг|к|; (6.81)
к = у, (6.82)
где R — равнодействующая удерживающих сил, кН/м; Т — сдвигающая сила, кН/м.
R = Nf+ сВ, (6.83)
где N — нормальная составляющая силы веса Go стены, кН;/ — коэффициент трения на контакте стены с основанием; с — удельное сцепление на этом же контакте, кПа.
Т=Е(Е0ПилиЕа). (6.84)
Устойчивость стены против опрокидывания обеспечивается при выполнении условия (6.81), но К определяется из выражения
* = тА (6.85)
*”оп
где Л/уд — момент удерживающих сил, кН • м/м; МОп — момент сил, действующих на опрокидывание стены, кН-м/м.
В соответствии с рис. 6.63
Л/уд ~ 6"Q Xq,
(6.86)
Кп = до-
выполняются также проверки несущей способности основания стены и внутренней устойчивости стены [см. Технические указания по применению габионов для усиления земляного полотна (ЦПИ № 22/43 утверждены МПС 30.12.97 г.)].
Стена системы Террамеш (рис. 6.64) представляет собой массив дренирующего грунта, армированный снаружи габионами, а внутри массива металлическими сетками, при этом габион и сетка составляют единый элемент системы (рис. 6.65). Система Террамеш без использования габионов ("зеленый" Террамеш) может иметь наклонную или вертикальную лицевую сторону, при этом лицевая грань выполняется из панелей сетки двойного кручения, к которой прикреплено биополотно, инициирующее рост травяного покрова. "Зеленый" Террамеш возводится под углом 60 — 70° к горизонту. Внутри системы устанавливается арматура треугольной формы, что позволяет ей выдерживать значительные нагрузки без изменения формы. Использование земли для наружной облицовки, растительного грунта, обогащенного различными видами трав, а также обработка гидропосевом позволяют получить полное зеленое покрытие конструкции.
Основные этапы проектирования таких конструкций приведены в упомянутых выше Технических указаниях.
Для обеспечения устойчивости откосов насыпей и выемок, а также оползневых склонов может применяться ряд удерживающих сооружений, таких как прошивающие сваи и шпоны, стягивающие элементы и анкерные конструкции.
Прошивающие сваи (рис. 6.66) из дерева, железобетона или буронабивные воспринимают оползневое давление £оп. Расстояние между ними / определяют исходя из условий, чтобы грунт между сваями не продавливался; глубина заделки в коренной грунт t должна быть такой, чтобы прочность сваи была обеспечена.
368
Рис. 6.64. Стены системы Террамеш:
а — с вертикальной лицевой гранью; б — со ступенчатой лицевой гранью; в — "зеленый" Террамеш; / — элемент системы; 2 — геотекстиль: 3 — грунт засыпки; 4 — элемент "зеленого" Террамеша; 5 — гидропосев; б — биополотно
Рис. 6.65. Конструкции элементов системы "Террамеш":
а — обычного Террамеш; 6 — "зеленого" Террамеша; / — габиои; 2 — металлическая сетка; 3 — лицевая грань; 4 — биополотно
Шпоны (рис. 6.67) из обожженного грунта или стандартных железобетонных колец, заполненных тощим бетоном или грунтом, имеют диаметр 1 — 2 м. Однако в отличие от свай они работают на срез по поверхности аб и поэтому глу-бина их заделки t принимается конструктивно порядка 1,0 — 1,5 м.
Для удержания неустойчивых балластных шлейфов у длительно эксплуа
тируемых насыпей ЛИИЖТом предложено использовать буроинъекционные сваи (рис. 6.68). Свая состоит из трех частей: центральной скважины диаметром 150 — 200 мм, опущенной в скважину арматуры (из арматурной стали диаметром 16 — 20 мм) и периферийной части — балласта или грунта с внедренным в него вяжущим. Общий диаметр сваи составляет 0,35 — 0,40 м.
Рис* 6.66. Прошивающие сваи:
/ — оползневое тело; 2 — кривая оползневого давления до забивки свай; 3 — то же, после забивки свай
Рис. 6.67. Шпоны, удерживающие оползневой склон
369
Рис. 6.68. Буроинъекционные сваи:
а — свая в разрезе; б — одна из схем размещения свай на откосе насыпи; 1 — скважина; 2 — арматура; 3 — грунт, поры которого заполнены вяжущим; 4 — балластный шлейф; 5 — грунт насыпи: k — длина сваи; h — глубина заделки сваи; I — длина сван в балластном шлейфе; расстояния а, с. Ь и Ао — по расчету
В качестве инъецируемого вяжущего применяют различные составы (цемент, молотый нефелиновый шлам, фосфогипс, доменный шлак и в качестве активаторов твердения и уменьшения вязкости добавки: фторангидрит, хлористый кальций, пластификатор).
Подробные данные о проектировании буроинъекционных свай (В. Ф. Калганов) приведены в Технических указаниях по усилению насыпей с нестабильными балластными шлейфами армогрунтовыми поддерживающими соору
жениями (ЦПИ № 22/4, утвержденные МПС 23.12.92 г.).
Стягивающие элементы (рис. 6.69), разработанные в МИИТе, используются для аналогичной цели. Принцип усиления насыпи в этом случае заключается в получении в ее теле сквозных горизонтальных или наклонных скважин, введении в скважины арматуры с последующим ее натяжением специальными натяжными устройствами и закреплением на железобетонных плитах,
/
2
Рис- 6.69. Стягивающие элементы:
I — железобетонная плита; 2 — защитная полимерная труба; 3 — устойчивое ядро насыпи: 4 — высокопрочная проволока; S — иатяжиые устройства; 6 — скважина, заполненная цементным раствором
5
3
370
Рис. 6.70. Анкерные конструкции:
а — разрез; б — план: 1 — железобетонная плита; 2 — поверхность балластного шлейфа: 3 — анкер; 4 — устойчивое ядро насыпи; расстояния /«, /j, Ь, /о"— по расчету
лежащих на откосах насыпи. Для защиты арматуры от коррозии скважины заполняются песчано-цементным раствором. Отличительной особенностью способа является то, что стягивающий элемент пересекает любые возможные поверхности смещения откосов насыпи, при этом при оползании одного нз откосов, другой начинает играть роль удерживающего массива, а конструкция из стягивающего элемента — роль грунтового анкера.
Методы проектирования и расчетов стягивающих элементов приведены в Методических указаниях по усилению однопутных насыпей в зонах расположение водопропускных труб стягивающими элементами, утвержденных МПС 14.04.89 г.
Анкерные конструкции (рис. 6.70) также могут использоваться в качестве удерживающих сооружений. Анкерная конструкция представляет собой один или несколько рядов инъецируемых анкеров 3, закрепленных в устойчивом ядре насыпи 4, которые передают требуемое усилие натяжения Q через железобетонные плиты 1 на поверхность балластных шлейфов 2. Она производит обжатие шлейфов, что способствует возрастанию сил сопротивления 5, действующих по контакту шлейфа с устойчивым ядром насыпи, и пред
отвращению смещения шлейфов. Методы проектирования и расчетов анкерных конструкций приведены в указанном выше нормативном документе (ЦПИ № 22/4).
6.5.2. Мелиорация грунтов
Под мелиорацией грунтов подразумевается уплотнение, увеличение связей между частицами и агрегатами, заполнение пор и трещин различными веществами, что приводит к уменьшению влагосодержания, увеличению прочности, т. е. улучшению свойств грунтов.
Уплотнение и осушение, рассмотренные ранее, — наиболее простые способы мелиорации грунтов.
Цементация грунтов заключается в перемешивании или инъекции цементного раствора в грунт, а также в нанесении цементного раствора на поверхность защищаемого массива. Этот способ не нашел распространения на железных дорогах России в связи с тем, что создание укрепленного слоя на основной площадке земляного полотна требует снятия рельсошпальной решетки; инъецирование раствора в балластные углубления по опыту ВНИИЖТа не дало результатов в связи с недостаточной проницаемостью загрязненного
371
песчаного балласта, заполняющего углубления. Однако, на дорогах США удалось ликвидировать эти углубления на большом протяжении, так как на них изначально применялся не песчаный, а гравийный балласт.
Нагнетание аэрированного цементного раствора в трещиноватые породы для их укрепления дает значительный эффект (опыт английских железных дорог, Закавказской железной дороги бывшего СССР).
Битумизация применяется для придания водонепроницаемости трещиноватым и щебенисто-гравийным породам, а также пескам, особенно при наличии в них подземных вод, движущихся с большой скоростью, или агрессивных, когда применять портланд-цементные растворы нецелесообразно. Битумизация заключается в нагнетании под давлением в породы горячего битума.
Силикатизация заключается в нагнетании под давлением через скважины в грунт жидкого стекла (NaSiO^; при этом для закрепления песков применяется двухстворный способ, когда после суточного насыщения грунта жидким стеклом нагнетают хлористый кальций (СаСу. В грунте в результате их взаимодействия образуется гидрогель кремниевой кислоты, который, затвердевая, цементирует пески. В лёссах применяется однорастворный способ, когда нагнетается только жидкое стекло. Лёссовые грунты имеют до 15 % солей углекислого и сернокислого кальция и магния, которые являются вторым реагентом. На транспорте этот способ мелиорации не нашел широкого применения (есть опыт закрепления конусов одного из мостов на Октябрьской железной дороге), но в строительстве он используется.
Электрохимический способ укрепления грунтов с Кф < 0,5 м/сут состоит в следующем. В глинистый грунт вбивают металлические электроды и через них в течение нескольких часов пропускают постоянный электрический ток. При этом вода в грунте пере-372
мещается к катоду, выполненному в виде перфорированной трубки,-из которой она испаряется. Происходит качественное улучшение свойств грунта в связи со снижением его влагосодержа-ния и, в частности, уменьшается морозное пучение грунтов. Введение в грунт растворов хлористого кальция, жидкого стекла, хлорного железа и пр. приводит к повышению прочности грунта в закрепляемой зоне.
В ойытном порядке этот способ применялся на Дальневосточной и особенно на Октябрьской (ЛИИЖТ, Г. Н. Жинкин) железных дорогах. Однако он также не нашел широкого распространения из-за обратимости процесса закрепления и особенно из-за трудностей, связанных с использованием постоянного тока на перегонах.
Химические способы мелиорации заключаются в инъецировании в поры или трещины грунтов различных химических твердеющих растворов: сульфитно-спиртовой барды, карбомидной смолы, кремнийорганических соединений с добавками различных отвердителей. Опыты ВНИИЖТа, ЛИИЖТа. ВЗИИТа и др. на ряде дорог показали, что уменьшенная проницаемость и повышенная прочность грунтов сохраняются не менее 5—6 лет. Однако этот спосбб также не вышел за рамки опытного применения.
Обжиг (термический способ укрепления) основан на клинкеризации глин и тяжелых суглинков при воздействии на грунт высоких температур (300 — 1100 °C в течение 5 — 10 сут), при этом сопротивление сдвигу увеличивается в 5 — 10 раз. Этот способ был применен еще в конце прошлого века при обжиге грунта из траншей и штолен. В настоящее время обжиг производится из вертикальных' или горизонтальных скважин с использованием горючего в виде солярового масла или газа в смеси с воздухом.
Путем обжига в грунтовом массиве и в земляном полотне можно создавать различные поддерживающие и удерживающие сооружения, которые по характеру своей работы могут играть
роль .подпорных стен, контрфорсов, прошивающих свай и шпон.
Этот способ применялся на Северо-Кавказской железной дороге для закрепления оползней (И. А. Клевцов); на Донецкой и Московской железных дорогах обжиг производился из горизонтальных скважин. В настоящее время наибольший опыт в применении термического укрепления грунтов име
ет Дальневосточная железная дорога (ХабИИЖТ, И. М. Тюрин).
Однако обжиг эффективен в однородных глинистых грунтах; при наличии гумусированных включений они выгорают, при наличии песчаных прослоек они оплавляются, в том и другом случае как следствие, имеют место неравномерные осадки.
6.6. ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТИ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА
6.6.1. Характеристика состояния земляного полотна на сети дорог.
Дефекты и деформации земляного полотна
В настоящее время основным требованием к перевозочному процессу является обеспечение безопасности движения поездов и надежности работы технических средств. Земляное полотно как важнейший элемент железнодорожного пути (одного из основных технических средств железнодорожного транспорта) играет в этом первостепенную роль.
На сети железных дорог России эксплуатируемое земляное полотно характеризуется большим разнообразием конструктивных форм и геометрических параметров (проанализировано в работах В. П. Титова). Это, в основном, обусловлено сооружением его в разное время и по разным нормам проектирования, а в период до конца XIX века — вообще без норм.
Несмотря на это земляное полотно как долговременное сооружение на значительном протяжении сети железных дорог Российской Федерации работает удовлетворительно. Однако в настоящее время примерно на П-ти % эксплуатационной длины сети оно имеет дефекты и деформации, негатив
но влияющие на перевозочный процесс.
Дефекты земляного полотна — это отступление его геометрических размеров от современных норм. Д е -формации — изменения во времени первоначальной формы, размеров и литологического строения земляного полотна, вызываемые неблагоприятным воздействием природных и антропогенных факторов. Деформации земляного полотна приводят к искажению плана и профиля рельсовой колеи, вызывают просадки и сдвижки пути, выплески в балластном слое и иногда разрушения верхнего строения пути.
Классификация основных дефектов и деформаций земляного полотна представлена в следующей структурной схеме (рис. 6.71).
Дефекты и деформации взаимосвязаны. Например, чрезмерная крутизна откосов является следствием образования на их верхней части балластных шлейфов, которые возникают вследствие выброса на откосы загрязненного балласта при его очистке. С другой стороны при крутых откосах (на некоторых эксплуатируемых насыпях их крутизна достигает 1:1 и даже круче) и аккумуляции атмосферной воды в балластных шлейфах может происходить
373
Рис. 6.71. Классификация основных дефектов и деформаций земляного полотна
их оползание, а иногда и смещение откоса с захватом глинистого ядра.
Погребение кюветов под загрязненными балластными материалами, выбрасываемыми при очистке балластно-гослоя, приводит к увеличению влажности глинистых грунтов под основной площадкой и, как следствие, к возникновению пучин и просадок.
Таким образом деформации могут происходить из-за наличия дефектов и дефекты возникают при проявлении деформаций.
Основными причинами неудовлетворительного состояния земляного полотна на ряде участков железных дорог являются следующие:
на железных дорогах России (в отличие, например, от европейских железных дорог) при капитальном ремонте верхнего строения пути старый, загрязненный балласт обычно выбрасывается на откосы насыпей и выемок, попадая также в кюветы выемок. В связи с этим уменьшаются или совсем исчезают обочины, увеличивается крутизна откосов, на насыпях образуются мощные балластные шлейфы, в которых, также как и в погребенных под балластными материалами кюветах, аккумулируется атмосферная вода, что способствует возникновению смещений откосов, пучин и просадок. В последние годы в связи с использованием новых цепочек машин для капитального ремонта на некоторых дорогах загрязненный балласт и грунт, вырезаемый при устройстве защитных слоев, вывозится специальными составами с участка ремонта;
почти повсеместное неудовлетворительное содержание водоотводных устройств;
возрастание, особенно в последние десятилетия, интенсивности и частоты воздействия динамических поездных нагрузок;
низкое качество строительства земляного полотна;
отсутствие комплексной системы диагностики, профилактического обследования, усиления и стабилизации земляного полотна; отсутствие техни-12*
ческих требований к эксплуатируемому земляному полотну;
недостаточное количество на дорогах специализированных путевых машинных станций по капитальному ремонту земляного полотна (ПМСЗ), недостаточная их оснащенность необходимой техникой и технологией. Правда, в последнее время (и особенно при реконструкции линии С.-Петербург — Москва) уже применяются машинные комплексы, позволяющие чистить кюветы, срезать обочины, укладывать защитный слой, пенопласт, геотекстиль и пр.
Дефектность и деформативность земляного полотна, недостаточность (а во многих местах и отсутствие) работ по его текущему содержанию и капитальному ремонту создают угрозу безопасности движения поездов, приводят к отказам земляного полотна. О т -к а з — полная или частичная потеря работоспособности объекта земляного полотна. При полных отказах происходит полная потеря работоспособности, вызывающая перерывы в движении поездов от нескольких часов до нескольких суток, требующихся для восстановления участка. При частичных отказах происходит частичная потеря работоспособности, при которой требуется ограничение скорости движения поездов до 40, 25, 15 и даже до 5 км/ч. Постепенным отказом считается такая потеря работоспособности, при которой не требуется ограничение скорости, но необходимы увеличенные в 3—4 раза расходы на текущее содержание пути (например, на ликвидацию просадок и пр.).
До 70 % отказов земляного полотна приходится на отказы насыпей, и особенно высоких. Так, в период с 1982 по 1994 г. на сети железных дорог было 166 отказов насыпей, вызванных смещением откосов и размывами; на нескольких объектах произошли аварии и крушения.
Для обеспечения эксплуатационной надежности земляного полотна необходима разработка на каждой дороге обо-
375
снованных перспективных планов его усиления на основе прогноза надежности (Т. Г. Яковлева, А. Н. Савин).
Показателем надежности любого объекта земляного полотна R является вероятность его безотказной работы за период времени t лет:
Я = 1 — Р, (6.87)
где Р — вероятность отказа объекта за тот же период.
Определить показатель надежности отдельного объекта по формуле (6.87) невозможно из-за недостаточности статистических материалов о потоке его отказов. Поэтому необходимо сгруппировать все сходственные объекты и определить показатель надежности группы сходственных объектов. Сходственными объектами на данной дороге, например, могут быть насыпи высотою Н, сложенные балластными материалами и шлейфами, ниже пылеватыми суглинками, имеющие сходственные гидрологические условия и примерно одинаковый уровень техногенных воздействий и пр.
Показатель надежности группы объектов R(t), как вероятность возникновения отказа любого объекта, включенного в эту группу, за период времени Iq, лет, с учетом пуассоновского распределения потока отказов определится как
/?(0 = r-W, (6.88)
где X (/) — интенсивность потока отказов за время ?0 = tK - ?н> Он — время начала наблюдений за объектом, tK — время окончания наблюдений за объектом, с).
При интегральной функции, описывающей интенсивность изменения потока отказов,
'н + ,0
-Jun Л
R(t)*e (6.89)
Интенсивность потока отказов за определенный интервал времени Д/ (например, за один год)
<6»>
где л — суммарное количество отказов в группе за время А/, шт.; — количество объектов в группе, шт.
Пользуясь изложенной методикой можно ранжировать все деформирующиеся и потенциально опасные объекты земляного полотна на дороге и составить очередность проведения капитальных ремонтов. Такие перспективные планы составлены, например, на Юго-Западной и Московской железных дорогах.
Более подробно методика изложена в Методических рекомендациях по прогнозированию надежной работы железнодорожных насыпей в условиях интенсивной эксплуатации пути, утвержденных МПС 10.06.87 г.
6.6.2. Углубления в основной площадке. Балластные шлейфы
Углубления в основной площадке, заполненные балластными материалами, при насыщении их атмосферной водой бывают причиной возникновения пучин, просадок и сдвижек рельсовой колеи, выплесков и иногда сплы-вов откосов (Б. Д. Хействер, Н. Г. Грушевой).
Различают углубления в основной площадке в виде балластных корыт, балластных лож и балластных мешков.
Балластные корыта (рис. 6.72, а) — замкнутые под каждой шпалой углубления в основной площадке, образующиеся при недостаточной толщине балластного слоя и недостаточной несущей способности (недостаточном уплотнении) грунта основной площадки. Чаще они возникают при укладке рельсошпальной решетки на грунт насыпей
376
без балласта и достигают глубины 0,1—0,3 м.
Для предупреждения образования балластных корыт необходимо тщательно уплотнять верхний слой земляного полотна и производить балластировку по проекту. При необходимости надо укладывать на основную площадку геотекстиль. Ликвидировать балластные корыта можно срезкой верхней части земляного полотна с последующей его досыпкой дренирующим грунтом или инъекцией в углубление цементного раствора, силикатизацией и др.
Балластные ложа (рис. 6.72, б) — протяженные вдоль пути замкнутые под рядом шпал углубления в основной площадке, достигающие глубины 1,5—2,0 м. Образуются они из-за недостаточного уплотнения грунта основной площадки насыпей и недостаточной прочности грунтов основной площадки выемок. Для предупреждения
скопления в них атмосферной воды чаще всего ложа осушают с помощью поперечных прорезей (см. рис. 6.40), располагаемых по расчету в наиболее пониженных местах.
Балластные мешки (рис. 6.72, в) — замкнутые глубокие вдавленности балласта в грунты насыпей (глубина — несколько метров, иногда доходит до основания насыпи). Образуются они в течение длительного срока эксплуатации насыпей из-за недостаточного и неравномерного уплотнения грунтов (часто над трубами). Прорыв из балластного мешка скапливающейся воды или суффозия могут вызвать катастрофическое обрушение откоса. В рассматриваемом случае основой стабилизации является осушение балластных мешков с помощью поперечных прорезей или кротового дренажа (см. рис. 6.48), при этом скважины располагают в шахматном порядке по всей длине и высоте мешка. Литологическое строение такого участ
Рис. 6.72. Деформации — углубления в основной площадке:
а — балластные корыта; б — балластное ложе: в — балластный мешок; / — балластный слой; 2 — грунт земляного полотна: 3 — вода
13 Зак. 375
377
ка насыпи может быть получено геофизическими методами.
Балластные ложа и мешки иногда имеют отдельные вытянутые углубления, которые обычно называются карманами или гнездами. Они образуются при неравномерном уплотнении, возведении насыпи из разнородных грунтов при нарушении требований технических условий или при "защемлении" балластных шлейфов однопутных насыпей при присыпке к ним земляного полотна второго пути из недренирующих грунтов.
Балластные шлейфы образуются при выбрасывании на откосы насыпей старого загрязненного балласта при капитальном ремонте пути. Они покрывают откосы от 1/3 до полной высоты насыпи и имеют обычно крутизну откосов от 1:1 до 1:1,5. Аккумулирующаяся в балластных шлейфах атмосферная вода смачивает контактные поверхности с глинистыми грунтами ядра насыпи, что уменьшает сопротивление сдвигу и вследствие этого происходят или медленные подвижки шлейфов, влекущие за собой просадки пути или быстрое их смещение (особенно при повышенном динамическом воздействии от проходящих поездов). При длительных затяжных дождях иногда происходит значительное повышение влажности глинистых грунтов под балластными шлейфами и смещение откосов происходит со значительным захватом этих грунтов.
Радикальным способом усиления насыпей, имеющих балластные шлейфы, является их срезка и восстановление откоса местным грунтом, что обычно необходимо делать при присыпке к однопутной насыпи второго пути. Эффективными способами могут быть применение поддерживающих и удерживающих сооружений в виде контрбанкетов, армогрунтовых и габионных стен, стягивающих элементов, буроинъекционных свай, анкеров (см. п. 6.5), Может быть также применена мелиорация грунтов шлейфа, например, карбомидной смолой.
378
6.6.3. Пучины.
Предотвращение и методы ликвидации
Морозное пучение грунта — это увеличение его объема при замерзании в порах воды. Пучение грунтов при воздействии отрицательных температур происходит неравномерно. Неровности, образующиеся при этом на поверхности грунта и, как следствие, возникающие неровности рельсошпальной решетки, называются пучинами.
Процесс пучинообразования и многочисленные способы предотвращения и ликвидации пучин на железных дорогах изучены достаточно хорошо (В. А. Штукенберг, Л. Н. Любимов, Н. Е. Долгов, В. П. Пономарев, Г. М. Шахунянц, Г. П. Бре-дюк, Е. С. Ашпиз, П. И. Дыдышко, В. П. Титов, Ю. С. Палькин и др.).
Этот процесс происходит следующим образом.
При вхождении фронта промерзания в пучинистый грунт в его наиболее крупных порах, заполненных водою, образуются центры кристаллизации — кристаллы льда. Они начинают расти, отбирая молекулы воды из жидкой фазы пленок связанной воды, которые становятся тоньше, — нарушается равновесие пленочной воды. Из нижележащих теплых слоев, где имеет место нормальная толщина пленок, начинается перемещение (миграция) молекул воды для восстановления толщины пленок промерзающего вышележащего слоя. Этот процесс идет динамично. В центрах кристаллизации уже образуются линзы льда, ориентированные параллельно земной поверхности.
Когда фронт промерзания входит в зону капиллярной воды, располагаемую над зоной гравитационной грунтовой воды, процесс миграции особенно усиливается, а при входе фронта промерзания в зону гравитационных вод интенсивность льдообразования становится особенно большой. При промерзании вода увеличивается в объеме на 9 %, раздвигает частицы
грунта, перемещая грунт в сторону наименьшего сопротивления, т.е, вверх. При этом образуются трещинки, вакуум в них, и увеличивается капиллярность. Это способствует еще большему подсосу воды из нижележащих талых слоев грунта. Процесс циклически (промерзание, оттепели) продолжается пока температура грунта не достигнет -3°-----5 °C, при которой
миграция грунтовой воды в грунте прекращается. При этом в грунт оказываются насильственно вторгнутыми значительные массы воды. В результате этого вторжения поверхность грунта (и рельсошпальной решетки) поднимается на 20—200 мм.
Пучение происходит в грунтах, имеющих мелкодисперсные глинистые частицы, только в этом случае имеют место миграция воды и льдовыделение. К пучинистым грунтам относятся все разновидности глинистых грунтов (супеси, суглинки, глины), пылеватые и мелкие пески, крупнообломочные грунты с глинистым заполнением при содержании частиц d < 0,1 мм более 20 % по массе, легковыветривающиеся размягчаемые скальные породы (глинистые сланцы, аргиллиты, алевролиты, мергели и др.), а также торфы и заторфованные грунты.
Практически не подвергаются пучению крупноскелетные дренирующие грунты (щебень, галька, гравий, крупно- и среднезернистые пески, шлаки), асбестовые отходы, мелкозернистые неводонасыщенные пески.
Процесс пучинообразования может быть охарактеризован с помощью так называемых эпюр интенсивности пучинообразования (Г. П. Бредюк, Г. М. Шахунянц) (рис. 6.73). Интенсивность пучинообразования f — это отношение высоты поднятия рельсовой нити dh, примерно равной высоте пучения элементарного слоя промерзшего грунта, к толщине этого слоя, т.е.
/=lim —= -^. (6.91)
J &z dz
Площадь эпюры, ограниченная ординатами Z| и Z2,
® = f fdz=\ dh = г, Л,
= й2 —й(=Дй. (6.92)
Площадь всей эпюры <о = Ло .
В зависимости от рода грунта, литологического строения, предзимней влажности, термодинамического режима в течение зимы, наличия и близости расположения уровня грунтовых вод эпюры интенсивности пучинообразования имеют различную форму. Так, при большой предзимней влажности грунтов, например, из-за плохого содержания кюветов и обилия осенних дождей, а также при глубоком расположении уровня грунтовых вод эпюра будет уменьшающейся к низу. И наоборот, при близком расположении уровня грунтовых вод и небольшой предзимней влажности верхних слоев грунтов она будет уширяться к низу. При некоторых средних условиях она может быть принята прямоугольной формы и т.д.
Наиболее точно эпюра может быть построена по экспериментальным данным. Эпюры интенсивности пучинооб-
Рис. 6.73. Эпюра интенсивности пучинообразования:
I — уровень головки рельса летом; 2 — уровень головки рельса зимой; 3 — балласт щебеночный; 4 — песчаная подушка; 5 — грунт; 6 — граница пучинообразования;
7 — граница промерзания
379
Рис. 6.74. Виды пучии:
а — горбы; б — впадины; в — перепады; / — уровень головки рельса зимой; 2 — уровень головки рельса летом; 3 — балластный слой; 4 — песчаная подушка; 5,6,8 — глинистые грунты; 7 — граница промерзания; 9 — песчаная линза; 10 — уровень грунтовых вод
разования благодаря их свойству, описываемому уравнением (6.92), используются для решения различных практических задач, связанных с предотвращением или ликвидацией пучин.
Как уже отмечалось, пучение грунтов происходит неравномерно и собственно пучинами называют неравномерности пучения. Причинами неравномерности пучения являются разнородность литологического строения, изменение уровня грунтовых вод, разная предзимняя влажность грунтов и т.д.
Различают следующие виды пучин: пучинные горбы (рис. 6.74, а), их среди пучин около 40 %; пучинные впадины (рис. 6.74, б) — около 57 %, пучинные перепады (рис. 6.74, в) — около 3 %. На рис. 6.74 изображены и примеры причин возникновения пучин.
По характеру искажения рельсовой колеи пучины могут быть прямыми (обе рельсовые нити искажаются одинаково), односторонними (одна нить поднимается выше другой) и перекосными (неравномерно поднимаются обе нити).
Пучины делятся также на верховые (балластные) — образуются из-за промерзания загрязненного балластного слоя; грунтовые — образуются из-за замерзания воды в грунте земляного полотна; наледные — образуются из-за возникновения в теле земляного полотна наледей.
380
Меры предупреждения и ликвидации пучин можно разделить на три группы:
1) снижение влажности и осушение пучинистых грунтов (в тех случаях, когда это эффективно) с помощью открытых и закрытых дренажей (см. п. 6.3);
2) замена пучинистых грунтов на всю глубину пучинообразования крупнозернистыми дренирующими непучи-нистыми грунтами (рис. 6.75);
3) недопущение промерзания пучинистых грунтов применением накладных или врезных подушек из непучи-нистых грунтов или теплоизолирующих материалов, в том числе пенопластовых покрытий (рис. 6.76).
Кроме этого может быть применена мелиорация грунтов путем инъецирования в них различных органических или полимерных составов, электрохимического закрепления и пр. В отдельных случаях достаточно выполнить планировку основной площадки. Эти меры не нашли широкого распространения из-за недостаточной эффективности и технологических трудностей.
При проектировании второй и третьей групп мероприятий необходимая глубина промерзания z и толщина теплоизолирующего покрытия т определяются по методикам, приведенным в п. 6.4. Ширина подушки или покрытия находится исходя из геометрических размеров земляного полотна и балласт
ного слоя в поперечном сечении, а также условия недопущения бокового промерзания грунта.
В продольном профиле противопу-чинные подушки сопрягают с грунтом земляного полотна так, как это показано на рис. 6.77. Это сопряжение должно быть таким, чтобы зимой отводы головки рельса в его пределах имели бы допустимый уклон /доп, при котором поезда могли бы следовать с допускаемой скоростью v (;доп = 2 %о при v <50 км/ч; /доп = 1,50 %о при v = 51 + +100 км/ч; гдоп = 1,00 %о при v = 101 +
+ 120 км/ч; /доп = 0,67 %о при v = 121 +
+ 160 км/ч; /доп = 0,50 %о при v = 161 +
+200 км/ч).
Для проектирования сопряжения выбирается форма эпюры интенсивности пучинообразования, например, треугольная, как это показано на рис. 6.77. Ее высота будет mz [определяется 2й0
из формулы (6.78)], а /0 =—. Полная
т г
длина отвода А.о при высоте равномерного пучения hg, которая имеет место с й0 обеих сторон пучины, будет 1q = -—. 'доп
В пределах \) сопряжение подушки должно иметь нелинейную форму, однако с достаточной для практики точностью его можно принять ломаного очертания, например, с двумя точками перелома (см. рис. 6.77). В этом случае
Рис. 6.75. Схемы вариантов замены пучинистых грунтов иа крупнозернистые непучинистые: а — врезная подушка с дренажами; б — односторонняя вырезка; а — двусторонняя вырезка с дренажами на двухпутном участке; г — то же с углублением кюветов
Рис. 6.76. Схемы вариантов предохранения пучинистых грунтов от промерзания:
а — врезная подушка из шлака; б — врезная подушка из асбеста; t — накладная подушка из асбеста; г — пенопластовое покрытие: о — увеличение слоя дренирующего грунта, получаемого подъемкой пути иа балласт: / — щебень; 2 — гидроизоляция; 3 — шлак; 4 — асбест; 5 — песок; б — пенопласт; 1 — дренажная труба
381
Рис. 6.77. Продольное сопряжение теплоизолирующей подушки:
/ — уровень головки рельсв зимой после устройства подушки; 2 — пучииный горб, ликвидированный устройством подушки; 3 — щебень; 4 — шлак; 5 — граница промерзания
Рис. 6.78. Схема размещения плит пенопласта на участке сопряжения: а — продольный разрез; б — план; / — пенопластовые плиты; 2 — граница промерзания
толщина подушки делится на три части: Щ|, ГП2 и Шз = 7ИП0Д. Чтобы отвод головки рельса был линейным, необходимо, чтобы в местах, где подушка имеет указанную толщину, зимой было бы соответствующее вспучивание на Л|, Лг и 0 и эти сечения находились бы на расстоянии Х| Лз и Хо. Для этого в сечении I—I, например, под подушкой должен промерзать и вспучиваться слой грунта величиною wz.|. Эта величина определяется из уравнения эквивалентности (6.78), составляемого для рассматриваемого сечения. Далее, помня, что площадь эпю- ры интенсивности пучинообразования равна величине пучения, находят площадь со|, соответствующую mz.\, h\ = со| и
h\
Х]=т—. Аналогично находятся тг.2, ‘доп
а>2 и 7-2.
При использовании пенопластовых покрытий увеличение глубины промерзания под сопряжением достигается за счет постепенного уменьшения ширины плит в один или два, три ряда или создания просветности между плитами. Один из вариантов такого сопряжения показан на рис. 6.78.
Проектирование мероприятий по предотвращению и ликвидации пучин производится в соответствии с Техническими указаниями по оздоровлению основной площадки земляного полотна на пучинных участках (ЦП № 2357, утверждена МПС 14.11.67).
382
6.6.4. Оползни, сдвиги. Смещения откосов. Меры усиления земляного полотна
Оползни — перемещения значительных масс грунтов без общего их падения и опрокидывания. Смещающийся при этом массив грунтов называется оползневым телом, а склоны с наличием оползней — оползневыми.
Если в каком-либо районе проявляются целые группы оползней, имеющих общие оползнеобразующие условия и естественно — историческую обстановку, то они называются зональными (например, Окские оползни у Нижнего Новгорода, группа оползней Уфимского косогора и др.). Зональные оползни составляются совокупностью отдельных локальных оползней, отделенных друг от друга межоползневыми устойчивыми участками, нередко представляющими собой выход коренных пород. Локальные оползни могут существовать и самостоятельно, изолированно, т. е. быть единичными, не входящими в совокупность оползней.
Если отдельные оползни имеют незначительные размеры, то они называются малыми, поверхностными. Малые оползни присущи не только естественным поверхностям, но и откосам насыпей и выемок, при этом они называются сплывами, а при совсем небольшом захвате грунта откоса (0,1—0,2 м) — оплывинами.
По классификации Ф. П. Саварен-ского различают оползни, у которых смещения происходят по четко выраженной поверхности, предопределенной геологическим строением оползневого склона (консеквентные, рис. 6.79, а), оползни в однородных грунтах также с четко выраженной поверхностью смещения (асеквент-н ы е, рис. 6.79, б) и оползни в неоднородно сложенном склоне со смещением массива отдельными блоками с разрывом слоев грунта (инсеквент-н ы е , рис. 6.79, в).
Все эти оползни относятся к оползням скольжения. Кроме них, имеют
место вязко-пластические оползни (оползни течения), у которых отсутствует четко выраженная поверхность смещения; при оползании нарушается стабильность нижележащих слоев и все большие и большие массы грунта вовлекаются в движение.
Основными факторами, вызывающими оползневые процессы или влияющими на них, являются большая крутизна склона (для оползней скольжения), переувлажнение грунтов атмосферными, грунтовыми или паводковыми водами, наличие падения слоев, подрез берега или эрозионный размыв подножия склона, суффозия, перегрузка склона. Указанные факторы изменяют напряженное состояние склона, уменьшают сопротивление сдвигу грунтов, что приводит к его деформациям (Л. П. Ясюнас-Петрова, И. А. Клевцов, Б. И. Нечаев, Г. М. Ша-хунянц).
Малые оползни — смещения откосов насыпей и выемок имеют значительное распространение. В этом случае, кроме указанных выше факторов, большое значение при относительно небольшой площади охвата имеют термодинамические условия и сезонные колебания влажностного режима грунтов, особенно в откосах выемок (Н. Г. Грушевой, В. И. Грицык, В. П. Титов, П. Г. Пешков).
Стабилизация оползней и предотвращение оползневых подвижек, как правило, могут быть осуществлены только с помощью комплекса различных мероприятий и при рассмотрении альтернативных решений. Для правильного назначения вариантов таких решений необходимо проанализировать состояние оползневого склона или откоса (инженерно-геологическое строение, гидрогеологические или гидрологические условия, свойства грунтов, внешние нагрузки, напряженное состояние и пр.), имея в виду, что это состояние не постоянно во времени (Л. П. Ясюнас-Петрова, Г. М. Шаху-нянц).
383
Состояние предельного равновесия можно найти через критическую влажность грунтов Жк следующим образом. В соответствии со схемой рис. 6.80, а и имея зависимости параметров сопротивления сдвигу от влажности (рис. 6.80, б) определяют для нескольких намеченных влажностей грунта W] значения с(-, кПа, и ф; , град, при которых рассчитываются величины оползневых сил £кон.; при коэффициенте устойчивости к = 1. По полученному графику
Екон ~Л№) (рис. 6.80, в) получают критическую влажность грунта Жк, соответствующую Екон = 0, а затем по рис. 6.80, б — величины ск и фк. Значения WK, ск и фк характеризуют условия предельного равновесия склона.
После этого, исходя из местных условий и имеющейся информации о склоне, решается вопрос, можно ли снизить природную влажность грунтов до WK агролесомелиоративными мероприятиями, дренированием грунтов
Рис. 6.79. Типы оползней:
а — консеквентный; б — асеквентный; а — инсеквентный; / — поверхность склона до оползания: 2 — суглинки: 3 — водоносный плат: 4 — известняк; 5 — песчаники; б — глинистые сланцы; 7 — мергели и известняки: 8 — глины
384
путем устройства дренажей различного рода, гидроизоляцией и пр. Альтернативным решением может быть регулирование гравитационных процессов путем террасирования склона и устройства тех или иных поддерживающих
или удерживающих сооружений, в том числе и получаемых, например, термическим упрочнением грунтов.
В реальных случаях и анализ состояния оползневого склона и разработка комплекса мероприятий по его стаби
0 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0J00.35 W
Рис. 6.80. К определению критической влажности грунта оползня:
а — схема к расчету оползневого давления; б — параметры сопротивления сдвигу в функции влажности; в — зависимость ЕКМ1 =/(И/)
Рис. 6.81. Пример применения комплекса противооползневых мероприятий:
1 — перехватывающий дренаж; 2 — нагорная канава; 3 — водоотводная канава; 4 — срезка; 5 — посадки кустарников и деревьев; б — делювий; 7 — коренные породы; 8 — лотки; 9 — волиоотбойная стена
385
лизации значительно сложнее и, как правило, для стабилизации склонов используется сочетание разных технических решений как, например, это показано схематически на рис. 6.81.
Для предотвращения смещений откосов насыпей и выемок применяется также комплекс мероприятий, рассмотренных в пп. 6.1—6.5.
Сдвиги насыпи или ее части по основанию могут происходить в случаях значительной крутизны основания или при низком сопротивлении сдвигу грунта основания. В этом случае необходимы комплексные меры по обеспечению устойчивости как насыпи, так и основания.
6.6.5. Провалы. Воздействия обвалов, осыпей, снежных лавин, селевых потоков, наледей. Меры защиты земляного полотна
Провалы — катастрофические деформации основания земляного полотна, которые влекут за собой повреждение земляного полотна и верхнего строения пути. Они могут происходить на болотах или иметь карстово-суффи-зионное происхождение; иногда образуются над старыми горными выработками.
Провалы на болотах — явление редкое. Известен случай провала насыпи на болоте у г. Невель, на бывшей Калининской железной дороге. Такой провал может быть на болоте III типа (см. п. 5.3.4), когда прорывается сплавина. Однако в настоящее время насыпи на болотах этого типа обязательно "сажаются" на минеральное дно болота и провал может возникнуть только в случае неудовлетворительно поставленных инженерно-геологических изысканий, когда неправильно классифицирован тип болота. В случае провала требуется полное восстановление земляного полотна.
Чаще провалы наблюдаются в карстовых районах. Карст представляет собой явление, связанное с процессом 386
растворения горных пород фильтрующимися подземными или поверхностными внерусловыми водами. Играет также роль не только выщелачивание горных пород, но и механическое перемещение (суффозия) мелкозернистого материала.
По скорости развития карстовых явлений наибольшую угрозу земляному полотну представляет карст в хло-ридных, сульфатных и меловых породах. В известняках и доломитах карстовые процессы протекают медленно. Интенсивность развития карста зависит также и от степени водопроницаемости растворяемых пород (более высокая в трещиноватой толще). Агрессивная вода, текущая внутри карстообразующей породы, образует в ней полости разной конфигурации, при разрушении кровли которых происходит карстовый провал, сопровождающийся образованием воронки на поверхности земли.
Опознавательными признаками развития карста на поверхности земли является своеобразный ландшафт, включающий свежие воронки, "блюдца" (круглые впадины), трещины и т. д. Имея статистические данные о таких признаках и их распределении на определенной площади, можно определить вероятность появления новых воронок (провалов), т. е. прогнозировать с данной вероятностью интенсивность карстовых провалов (В. М. Толмачев).
Мероприятия по снижению интенсивности карстовых процессов и предотвращению провалов должны разрабатываться на основе данных тщательного инженерно-геологического обследования основания земляного полотна на необходимую глубину с оконтуриванием наиболее опасных по размерам полостей. В настоящее время наряду с традиционными методами (бурение скважин) широко применяются различные геофизические методы разведки.
Железнодорожные линии целесообразно трассировать в обход карстовых участков или проходить эти участки эс
такадами с заложением опор в некарс-тующиеся породы. Предпочтительно проходить такие участки насыпями, так как выемки создают условия для более интенсивного поступления поверхностной воды в карстующуюся зону.
Для защиты земляного полотна от возможных карстовых провалов применяют, как правило, комплексы мероприятий с их альтернативным выбором. Так, агролесомелиорация, планировка, ликвидация застойных мест, устройство кольцевых канав уменьшают поступление поверхностной воды в карстовые породы. Устройство дренажей глубокого заложения исключает движение грунтовой воды и прерывает течение карстового процесса. Однако устройство таких дренажей (обычно это дренажные завесы) на многих участках неосуществимо из-за невозможности их выпуска на земную поверхность при большой (десятки метров) глубине заложения. В этих случаях защитить карстующуюся толщу основания под земляным полотном можно устройством наклонно расположенного водонепроницаемого экрана из битуминизированной или цементированной породы.
Экран создает под земляным полотном застойную зону грунтовой воды, в которой отсутствует или значительно уменьшается фильтрация.
При устройстве дренажных завес глубину их заложения целесообразно назначать исходя из понятия так называемой зоны безопасности (Г. М. Шаху-нянц).
Зона безопасности (рис. 6.82) — это глубина Уо от поверхности земли до отметки, на которую необходимо понизить уровень грунтовой воды, чтобы по прошествии заданного расчетного срока ?о сопротивление породы по поверхности цилиндра, основанием которого является проекция развивающейся пустоты на горизонтальную площадь, оставалось еще достаточным, чтобы не произошел провал под воздействием нагрузок Qi + Q2+ 2з-
Рис. 6,82. Схема к определению зоны безопасности:
/ — уровень грунтовых вод до устройства дренажной завесы: 2 — дренажная завеса: 3 — уровень грунтовых вод после устройства дренажной завесы: 4 — контур развития расчетной пустоты по прошествии расчетного срока /о
Наиболее доступной мерой при достаточно хорошей разведке крупных пустот является их заполнение через скважины песчаным или цементно-глинистым раствором (Дзержинская дистанция пути Горьковской железной дороги).
Для обеспечения безопасности движения поездов в карстовых районах прибегают к первоочередным мероприятиям, таким, как устройство оповестительной сигнализации, включенной в сеть автоблокировки, укладка контррельсов, подбалластных железобетонных балок и т. д.
Суффозионный карст возможен в случае уноса из тела земляного полотна или его основания мелких частиц грунта атмосферными или подземными водами. Он происходит, в основном, в песчаных грунтах. Меры борьбы — устройство ограждающих дренажей, присыпка берм, укрепление песков карбамидной смолой.
387
Обвалы и осыпи — широко распро* страненный вид естественных деформаций крутых склонов гор и откосов глубоких выемок и особенно полувыемок, в результате которых повреждается земляное полотно и путь в целом. Они представляют серьезную угрозу для безопасности и непрерывности движения поездов.
Отличительным признаком обвалов является перемещение обломков горной породы, сопровождающееся их опрокидыванием вокруг центра тяжести, а также ударами и прыжками по пути скатывания. Обвальные явления, наблюдаемые на горных дорогах (Северо-Кавказская, Восточно-Сибирская, Забайкальская, Дальневосточная и др.), по характеру слагающих пород подразделяются на скальные, земляные и смешанные.
Основными причинами возникновения обвалов являются:
обрывистый характер прилегающих к полотну железной дороги естественных горных склонов и чрезмерная крутизна откосов выемок и полувыемок, значительно превышающая угол естественного откоса данных пород;
Рис. 6.83. Уположение обвальных откосов
388
допущенная при разработке выемки подрезка ниспадающих пластов скальной и полускальной породы;
трещиноватость и раздробленность горных пород, обусловленные тектоническими нарушениями или применением массовых взрывов при устройстве выемок;
разрушение горных пород процессами выветривания;
размыв поверхностными водами, стекающими с крутых горных склонов, прислоненных к ним отложений делювиальных пород, что выводит из равновесия включения крупных обломков скальной породы;
гидростатическое давление, возникающее при заполнении трещин поверхностными или грунтовыми водами;
сейсмические явления и динамические сотрясения поверхности;
горное давление;
оседания крутых горных склонов и откосов выемок и полувыемок;
неудовлетворительное содержание нагорных и водоотводных канав.
При проектировании новых линий в обвальных районах рассматривают целесообразность переноса трассы в более безопасное место. На существующих дорогах для предупреждения обвалов и защиты пути от них используют, как правило, комплекс мероприятий (Н. М. Ройнишвили).
Основными мероприятиями по предотвращению обвалов являются агролесомелиоративные мероприятия, уположение откосов и склонов (рис. 6.83), укрепление неустойчивых скальных массивов подпорными, поддерживающими, одевающими (рис. 6.84) стенами, анкерами.
Для защиты пути от ударов скальных обломков применяют систему защитных сооружений в виде улавливающих полок (при строительстве БАМа приняты как основной тип защиты), валов, траншей, рвов (рис. 6.85), железобетонных надолб (А. И. Песов, Ф. И. Целиков). Радикальной мерой защиты пути от скальных обвалов является укрытие его в галерею (рис. 6.86).
389
Осыпи представляют собой мелкообломочный продукт физического выветривания скальных и полускальных пород, образующийся на крутых горных склонах и откосах выемок и полувыемок, лишенных растительного покрова. Перемещение осыпного материала происходит под действием силы тяжести.
Поверхность отложений у косогора осыпи имеет уклон, близкий углу естественного откоса ее материала в сухом состоянии, который обычно составляет 45—40° При увлажнении осыпи расползаются и уклон поверхности упола-живается до угла их естественного откоса во влажном или водонасыщенном состоянии, колеблющемся в пределах 25—15°.
Наиболее опасны действующие осыпи, скопления которых под влиянием естественного увлажнения, случайных сотрясений и других причин могут прийти в движение и вызвать загромождение железнодорожного пути.
Для защиты от осыпей применяют агролесомелиорацию (рис. 6.87), терас-сирование, укрепление откосов выемок каменными или бетонными одевающими стенами, торкретированием, аэро-цемом, монолитными подпорными стенами, ряжевыми железобетонными стенами и пр. В последнее время признано целесообразным (в том числе применено при строительстве БАМа) сооружать у пути улавливающие полки или траншеи такой глубины h и ширины b (рис. 6.88), чтобы они заполнялись осыпным материалом за расчетный срок г0, по истечении которого этот материал убирается механизированным способом бульдозерами или экскаваторами.
Иногда прибегают к задержанию осыпей на склоне сетчатыми конструкциями.
Содержание земляного полотна и укрепительных и защитных сооружений на обвальных участках дорог и участках с осыпями предусматривает надзор за состоянием земляного полотна и прилегающих к нему горных скло-390
нов, охрану пути, проведение мероприятий по предупреждению произвольных обрушений (закрепление цементным раствором неустойчивых глыб и пр.), ликвидацию последствий происшедших горных обвалов. Все они выполняются в соответствии с требованиями инструкций и указаний МПС и местных дорожных инструкций. Иногда прибегают к предупредительным обрушениям горной породы.
Горнообвальные дистанции пути укомплектовывают дополнительным штатом обходчиков обвальных мест, рабочими и скалолазами, обвальными бригадирами и мастерами. Для предупреждения соответствующих работников о начале возможного обвала оборудуются различные виды обвальной сигнализации.
На осыпных склонах проводятся специальные организационно-технические мероприятия: охрана имеющейся древесно-кустарниковой растительности и травяного покрова от вырубок и потрав; запрещение каких-либо работ по устройству канав, траншей, постройки дорог и других сооружений, связанных с подрезкой склонов или их пригрузкой; устранение причин, вызывающих сотрясения осыпных склонов; обеспечение надежного отвода поверхностных вод и т. д.
При трассировании новых линий скально-обвальные участки следует обходить.
Лавины — перемещения больших масс снега в виде осовов или лавинных тел, загромождающих или даже разрушающих железнодорожный путь. Лавиноопасными считаются незалесенные склоны крутизной 20—60° и высотой более 20 м над уровнем головки рельса. Заросшие лесом склоны (указанной крутизны и высоты) потенциально лавиноопасны. На них запрещается вырубка леса.
Сход снежного пласта в виде лавины может произойти, если предельные по условиям прочности снега сдвигающие напряжения в снежном пласте у поверхности земли превзойдены (грун-
Рис. 6.86. Противообвальная галерея
товая лавина) или если наиболее слабый слой в снежном пласте перенапряжен (лавина по снежной поверхности).
Часто лавина вызывается внешними импульсами: падение снежных карнизов, подрезание пласта и пр. Скорость лавин достигает 30—100 м/с, объемы обрушающегося снега — от сотни до миллионов кубических метров, высота
снежных конусов — до 5—20 м (в месте остановки лавины).
Для железных дорог России лавиноопасными районами являются Северный Кавказ, Забайкалье, Дальний Восток, Сахалин.
Мероприятия по защите земляного полотна и пути в целом от разрушающего воздействия лавин можно разде-
391
Рис. 6.88. Улавливающая полка: 1 — бордюр; 2 — полка
лить на две группы: профилактические противолавинные меры и инженерные противолавинные устройства, которые предназначаются для регулирования снежных отложений на склоне или защиты пути от воздействия сошедшей лавины (А. К. Дюнин, Э. П. Исаенко).
Профилактические мероприятия заключаются в организации снеголавинных метеорологических пунктов, устройстве противолавинной сигнализации, искусственном обрушении снега со склонов с помощью артобстрела.
Среди инженерных противолавин-ных устройств предпочтение следует отдавать устройствам по регулированию снежных отложений на склоне, ко
торые не допускают образования лавины, это так называемые лавинопредупреждающие сооружения. Они служат для предотвращения накопления больших масс снега на склоне, и закрепления снега на опасных склонах.
Пример размещения на склонах снегоудерживающих и снегорегулирующих сооружений приведен на рис. 6.89. Высокие снегоудерживающие заборы, как правило, многорядные, применяют деревянные или металлические. Они строятся обычно перпендикулярно склону и хорошо закрепляются в грунте. Линии удерживающих сооружений на топографическом плане должны идти параллельно горизонталям, чтобы удерживающие конструкции располагались под прямым углом к направлению снежного давления.
Используются также металлические или железобетонные надолбы, размещаемые в шахматном порядке по всему склону.
В самой верхней части лавиноопасного склона размещаются снеговыдувающие панели (дюзы), которые предотвращают образование снежных карнизов, нависающих над склоном, благодаря увеличению скорости ветрового потока в их нижней части (рис. 6.90).
Элементы системы сторегулировшшя Зоны, перераспределения
Расстояния
Снегоудерживающие секций лесонасаждение
Зона закрепления снега на склоне
50-100»
Снеговыдувающие панели "1 и колытафели Зона выдувания ________снега________ 25-35»
Линии снегозадерживающих задороввиЛАн лесонасаждение
Зона снегозадержания перед лабино-
________опасны» скпоноп___________
70-00»
Рис. 6.89. Размещение на склонах снегоудержнвающих и сиегорегулирующих сооружений
392
Рис. 6.90. Сиеговыдувающая панель:
/ и 3 — снежные отложения при наличии панели и при ее отсутствии: 2 — снеговыдувающая панель
Применяются также одиночные деревянные или металлические снеговыдувающие щиты — кольктафели, размещаемые на склоне с целью более равномерного распределения на нем снега (рис. 6.91).
Для защиты земляного полотна от ударов лавин применяют террасирование, устройство ограждающих земляных дамб, лавиноспусков, лавинорезов, а также устройство пути на эстакадах и укрытие в галереи по типу рис. 6.96 (Сахалинская железная дорога).
Селями или селевыми потоками называют временные потоки, формируемые в горных районах при выпадении дождей ливневого характера или интенсивном таянии снега и ледников. Интенсивный сток воздействует на продукты разрушения горных пород, находящиеся на склонах или в руслах горных бассейнов в условиях круто-склонного горного рельефа. Захват водой значительных масс твердого материала (от 15—20 до 50—60 % общего объема потока) со склонов и русл и вовлечение его в движение характеризует сель.
Селевые потоки обладают высокими скоростями стекания, большой разрушительной силой, а при достижении пологих уклонов аккумулятивной зоны прекращают свое движение и создают характерные отложения твердого материала. Они характеризуются внезапностью возникновения,кратковременностью действия (как правило, не более не
скольких часов), заторноволновым характером движения и значительными динамическими параметрами.
Исходя из качественного и количественного состава массы селевых потоков их подразделяют на:
грязевые, представляющие собой вязкотекучую массу естественной смеси мелкозема с преобладанием глинистых частиц и алевролита, влекущую незначительное количество обломочного материала;
грязекаменные, состоящие из смеси вязкотекучей массы мелкозема с крупнообломочным материалом в виде дресвы, булыжников и валунов, а также корней и стволов деревьев и кустарников;
Рис. 6.91. Общий вид кольктафеля
393
водокаменные, представляющие собой бурные горные потоки, влекущие значительные массы обломочного материала, достигающие 20—25 % объема жидкой фазы потока.
Негативное воздействие на путь селевых потоков заключается в завале пути и сооружений селевыми выносами и ударном воздействии селевых масс на земляное полотно, размывах и подмывах полотна (С. М. Флейшман).
Проводимые на горных дорогах селезащитные мероприятия (главным образом на Северо-Кавказской железной дороге) по характеру назначения и их работе подразделяются на пассивные и активные.
Пассивные меры предусматривают непосредственную защиту железнодорожного пути и сооружений от разрушительных последствий уже сформированных и движущихся селевых потоков. В качестве пассивных мер применяют селеспуски — акведуки, которые служат для пропуска грязекаменных масс селевых потоков над железнодорожным полотном, устраивают барражные запруды в виде бетонных или каменных на растворе стен со специальными окнами для пропуска воды. Их основное назначение — создание в селевыносящих логах емкостей для улавливания и складирования сносимого твердого материала (рис. 6.92).
Иногда комбинируют барражные запруды с селеспуском.
Применяют также селенаправляю-щие регуляционные сооружения для создания спланированных искусственных подходов к мостам и селеспускам, а
также защиты железнодорожного пути от загромождения наносным материалом и размывов. Это дамбы, предназначенные для направления селевого потока в подмостовое отверстие и вывода из него; селеотбойники — сооружения, устраиваемые с верховой стороны против опор моста для гашения энергии селевого потока и тем самым смягчения его удара об опору; лотки и быстротоки, устраиваемые для увеличения скорости селевого потока в зоне пропускающего сооружения; противо-селевые опояски, устраиваемые для защиты откосов насыпей и береговых уступов водотоков от подмыва и разрушения селевыми потоками.
В некоторых случаях устраивают безмостовые переходы для пропуска разжиженных грязевых селевых потоков через железнодорожное полотно без ущерба для его целостности: это уширенные насыпи земляного полотна, приемочные площадки на ней и выпуски для стока селевой массы.
Основной задачей активных мер защиты от селевых потоков является устранение причин, обуславливающих возможность загромождения и формирования селевых потоков путем проведения комплекса организационно-хозяйственных и технических мероприятий: введение категорического запрета на рубку и трелевку древесины волоком по горным склонам; облесение открытых склонов быстрорастущей древесно-кустарниковой растительностью и засев почв травами; запрещение распашек склонов крутизной свыше 20°; террасирование крутых склонов с за
Рис. 6.92. Схема барражной запруды:
I — стена с окнами; 2 — рисберма из крупного камня
394
креплением их растительностью; регулирование стока поверхностных вод; постройка барражных запруд и других наносозадерживающих и регуляционных сооружений.
Борьба сс повреждениями пути наледями ведется в направлении предотвращения образования наледей, регулирования их образования и защиты пути от них.
Предотвращение грунтовых и ключевых наледей производится путем перехвата или понижения уровня грунтовых вод дренажами различных типов, а также каптажем источников. При этом все устройства должны работать круглогодично за счет использования теплоизоляции.
Мероприятиями, направленными на регулирование наледей, т. е. ограждающими путь от их вредного воздействия, являются такие, которые создают условия для безопасной аккумуляции намерзающего льда и отвода воды при его таянии. Это мерзлотные пояса — полосы земли шириной 5—20 м, очищаемые зимой от снега; в этих местах зимнее промерзание происходит значительно быстрее и на большую глубину. Вместо мерзлотных поясов могут применяться тепловые пояса, в которые происходит прорыв наледи — это траншеи, заполненные снегом.
Для защиты земляного полотна от действующих наледей на их пути устраивают снежные валы, вдоль которых начинает расти наледь, не переходя их, или временные заборы из шпал или досок, наращиваемые по мере роста наледей и т. д.
В тех случаях, когда применение ограждающих устройств не исключает контакт наледи с земляным полотном, предусматривают меры для обеспечения прочности и устойчивости земляного полотна: возведение насыпей из дренирующих грунтов, устройство берм, увеличение высоты насыпи, уширение выемок.
Для свободного пропуска наледей устраивают мосты с увеличенными отверстиями или эстакады.
6.6.6. Диагностирование земляного полотна
Эффективное проектирование и осуществление мероприятий по усилению и стабилизации деформирующихся и потенциально опасных объектов земляного полотна может осуществляться только на базе диагностики и прогноза его состояния.
Диагностика железнодорожного полотна — одно из основных направлений общей проблемы повышения его эксплуатационной надежности. Она состоит из комплекса методов, способов и средств для определения фактического состояния земляного полотна, качественной и количественной оценки происходящих в земляном полотне изменений под влиянием поездных нагрузок и природных факторов, а также оценки и прогнозирования состояния земляного полотна в процессе его эксплуатации в современных и перспективных условиях.
В систему диагностики в первую очередь входит комплекс наблюдений за геометрическими параметрами земляного полотна, внешним видом, характеристиками грунтов, внешними и внутренними признаками деформаций.
Основным и традиционным методом определения литологического строения объекта является геологоразведочное бурение скважин и вскрытие шурфов с отбором проб грунтов для определения их расчетных параметров. В результате получают поперечный инженерно-геологический разрез, характеризующий топографию, литологию и гидрогеологию в рассматриваемом сечении (рис. 6.93).
Ввиду большой стоимости работ, а иногда и невозможности их выполнения на действующем пути, в последние десятилетия все шире традиционный метод диагностики дополняется, а иногда и заменяется различными геофизическими методами (А. М. Горелик, С. А. Вознесенский, Г. Г. Коншин и др.). Среди них наиболее эффективной считается система вибросейсмичес-
395
Скв. _ . _ Скв.
Проектные отметки водоотводов________
Проектные расстояния от оси пути__________
Проектные отметки земляного полотна
Проектные расстояния от оси пути
Абсолютные отметки поверхности земли В & « § S' х^ 1 S? <8 t х^ х^ 1 5^ YS?S>S5/ ?» 5$о NJ- '»-х\ 1 /*'♦'»/// 'Ч- £ S &
Расстояния от оси пути о — 1 «о ——1 —, х> и!., S’ <ъ 1 СТ Z. - 5- g съ U-j llo «о *~“|сч\гг> Ю“ 1-L1 < , <о О’ са — с» <о °**
Рис. 6.93. Поперечный геолого-литологический разрез по балластному слою и земляному полотну для проектирования укрепительных мероприятий
Рис. 6.94. Поперечные сейсмогеологические разрезы высокой иасыпи. полученные в результате детального обследования различных сечений насыпи (а, б):
1—XV1 — сейсмические профили; /—8 — слои грунта, выделенные сейсмическим методом
7///////////Z
СП-7
СП-8
СП-9
СП-10
СП-11
СП-12
СП-3 СП-Ь
Рнс. 6.95. Схемы измерений колебаний грунта при диагностике насыпей высотой 6—8 м (а) и более 8 м (6):
1 — динамическая поездная нагрузка; 2 — электромагнитный отметчик прохода осей экипажа; 3 — соединительный кабель; 4 — провод отметчика осей; 5 — регистрирующая аппаратура
397
кой диагностики (Г, Г. Коншин), включающая сейсмический ультразвуковой и вибрационный методы. Сейсмический метод основан на регистрации скорости упругих волн, возникающих в земляном полотне от воздействия ударной нагрузки, с помощью сейсмоприемников и измерительной аппаратуры (рис. 6.94). По изменению скоростей волн отслеживается литологическое строение, уровень грунтовых вод и пр.
Ультразвуковой метод основан на регистрации волн, возникающих от импульсного воздействия пьезопреобразователей.
С помощью вибрационного метода изучаются параметры колебаний грунтов земляного полотна под воздействием динамической поездной нагрузки. При вибрационной диагностике насыпей в качестве интегрального показателя их эксплуатационного состояния принимаются параметры колебаний грунта (амплитуды, частоты, виброскорости), которые измеряются на поверх
ности земляного полотна одновременно в различных точках по образующей откоса, начиная от бровки и далее к основанию (рис. 6.95). По полученным данным можно диагностировать земляное полотно.
В последнее время созданы методики: оценки состояния насыпей по лентам вагона — путеизмерителя, измерения деформаций насыпей глубинными реперами, инженерно-геодезического контроля за стабильностью высоких насыпей (Е. С. Ашпиз, А. Н. Савин). На дорогах создаются диагностические центры (Горьковская железная дорога), имеющие в своем распоряжении вагоны инженерно-геологического обследования (ВИГО) земляного полотна, оборудованные всей необходимой аппаратурой, а также радарами (действуют на Горьковской и Октябрьской железных дорогах, готовится к использованию на Южно-Уральской и создаются на Северо-Кавказской и Куйбышевской железных дорогах).
398
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Альбом чертежей верхнего строения железнодорожного пути МПС РФ, Главное управление пути М Транспорт, 1995 160 с
Амелин С Б Соединения и пересечения рельсовых путей М Транспорт, 1968 258 с
Бесстыковой путь / Под ред Е М Бромберга Тр ВНИИЖТ Вып 244 М Трансжелдориз-дат, 1962 215 с
Бредюк Г П, Палькин Ю С Проектирование земляного полотна на вечномерзлых грунтах Учебное пособие Новосибирск НИИЖТ, 1986 86 с
Бромберг Е М Устойчивость бесстыкового пути М Транспорт, 1966 67 с
Вериго МФ. Коган А Я Взаимодействие пути и подвижного состава / Под ред М Ф Вериго М Транспорт, 1986 559 с
Джоунс К Д Сооружения из армированного грунта М Стройиздат, 1989 280 с
Ер ш к о в О П Построение графиков удельных характеристик и графиков-паспортов вписывания железнодорожных экипажей в кривые (теоретические основы) // Тр ЦНИИ МПС Вып 268 1963 С 64—124
Железнодорожные шпалы для рельсового пути / Под ред А Ф Золотарского М Транспорт, 1980 265 с
Иващенко Г И Стрелочные переводы для повышенных скоростей движения по ответвленному пути // Тр ЦНИИ МПС Вып 193 1960 С 11—17
Инструкция по содержанию земляного полотна железнодорожного пути / ЦП-544 М Транспорт, 1998 189 с
Инструкция по техническому обслуживанию и эксплуатации сооружений, устройств, подвижного состава и организации движения на участках обращения скоростных пассажирских поездов / ЦРБ-393 М МПС РФ Утв 19 07 96 56 с
Карпущенко Н И Надежность связей рельсов с основанием М Транспорт, 1986 150 с
Клинов С И Железнодорожный путь на искусственных сооружениях М Транспорт, 1990 234 с
Клинов С И Расчеты верхнего строения пути на прочность и устойчивость Учебное пособие М МИИТ, 1984 112 с
Коншин Г Г Вибросейсмическая диагностика эксплуатируемого земляного полотна / ВНИИЖТ М Транспорт, 1994 204 с
Методические рекомендации по прогнозированию надежной работы железнодорожных насыпей в условиях интенсивной эксплуатации пути / Главное управление пути МПС Утв 10 06 87 М ЦНИИТЭИ МПС, 1990 83 с
Методические рекомендации по проектированию земляного полотна железных дорог на пу-чинистых грунтах в суровых климатических условиях / ЦНИИС Минтрансстроя Утв 03 03 86 М Ротапринт ЦНИИСа 1986 76 с
Методические указания по усилению однопутных насыпей в зонах расположения водопропускных труб стягивающими элементами / Главное управление пути МПС Утв 14 04 89 М ЦНИИТЭИ МПС, 1990 72 с
Основы устройства и расчетов железнодорожного пути / Т Г Яковлева В Я Шульга С В Амелин и др , Под ред С В Амелина и Т Г Яковлевой М Транспорт 1990 367 с
Першин С П Температурные воздействия на рельсовый путь и их влияние на его устройство и условия эксплуатации Тр МИИТ Вып 318 М Транспорт, 1969 С 3—135
Петров Н В Современные требования к промежуточным рельсовым скреплениям // Совершенствование рельсовых скреплений Тр ВНИИЖТ Вып 616 1979 С 4—9
Попов С Н Балластный слой железнодорожного пути М Транспорт, 1965 183 с
Правила производства расчетов верхнего строения железнодорожного пути на прочность М Трансжеддориздат, 1954 70 с
Правила технической эксплуатации железных дорог Российской Федерации / МПС РФ М Транспорт, 1994 160 с
Приказ МПС РФ № 8Ц от 03 04 97 'О нормативах труда на текущее содержание пути и стимулирование его качества" / МПС РФ М 1997 36 с
Приказ МПС РФ № 12Ц от 16 08 94 'О переходе на новую систему ведения путевого хозяйства на основе повышения технического уровня и внедрения ресурсосберегающих технологий" / МПС РФ М 1994 28 с
Приказ МПС РФ № 2ЦЗ 'О нормах допустимых скоростей движения по железнодорожным путям колеи 1520 (1524) мм" МПС РФ М 1994 166 с
Расчет и конструирование балластной призмы железнодорожного пути / Под ред Е С Ва-рызгина М Транспорт, 1978 139 с
399
Руководство по устройству, технологии сооружения и содержания железнодорожного пути безбалластного типа в тоннелях и переходного пути на подходах к ннм / МПС, Минтраисстрой, МИИТ, ВНИИ трансп. стр-ва. М.: 1988. 55 с.
Свод правил по проектированию земляного полотна к СНиП 32-01-95. Железные дороги колеи 1520 мм (проект). М.: ЦНИИС, 1997. 250 с.
СНиП 2.06.04-82. Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов). Строительные нормы и правила / Госстрой СССР. М.: Стройиздат, 1983. 37 с.
СНиП 2.02.01-83. Основания зданий н сооружений. Строительные нормы и правила / Госстрой СССР. М.: Стройиздат, 1985. 40 с.
Совершенствование конструкции и эксплуатация бесстыкового пути: Сб. научн. тр. / Под ред В. Ф. Барабошииа, Н. Б. Зверева. М.: Транспорт, 1988. 116 с.
Справочник по земляному полотну эксплуатируемых железных дорог / Под ред. А. Ф. Подпалого, М. А. Чернышева, В. П. Титова. М.: Транспорт, 1978. 766 с.
Строительно-технические нормы МПС РФ. Железные дороги колеи 1520 мм / СТН Ц-01-95. М.: Транспорт, 1995. 86 с.
Технические указания по организации контроля за стабильностью высоких насыпей на
прочном основании. / Главное управление пути МПС РФ: Утв. 27.10.94. М.: ЗАО "МВП ИН-СОФТ", 1995. 65 с.
Технические указания по устранению пучин и просадок железнодорожного пути. / Главное управление пути МПС: Утв. 07.03.86. М.: Транспорт, 1987. 64 с.
Технические указания по устройству, укладке и содержанию бесстыкового пути. М.: Транспорт, 1992. 72 с.
Указания МПС РФ № С-ЗЗЗу от 17.03.97 "Об установлении возвышения наружного рельса в кривых". / МПС РФ. М.: 1997. 18 с.
Указания по устройству и конструкции мостового полотна иа железнодорожных мостах. / МПС РФ. М.: Транспорт, 1989. 120 с.
Шахунянц Г. М. Железнодорожный путь. М.: Транспорт, 1987. 479 с.
Яковлева Т. Г, Иванов Д. И. Моделирование прочности и устойчивости земляного полотна. М.: Транспорт, 1980. 255 с.
Яковлева Т. Г., Ярнз А. П.. Соколов В. В. Анализ влияния состояния земляного полотна на перевозочный процесс // Сб. Задачи повышения прочности и надежности земляного полотна в современных условиях эксплуатации. М.: ЦНИИТЭИ МПС. Вып. 1. 1985. 32 с.
400
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение.........................3
Раздел I
ЛИНЕЙНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ВЕРХНЕГО СТРОЕНИЯ ПУТИ
1.1. Рельсы......................5
1.1.1. Назначение рельсов и требования, предъявляемые к ним..............5
1.1.2. Типы, профили, длины рельсов . 5
1.1.3. Рельсовая сталь...........8
1.1.4. Маркировка, сроки службы рельсов и мероприятия по их продлению . ... 10
1.2. Рельсовые стыки и стыковые скрепления .....................16
1.2.1. Классификация стыков.....16
1.2.2. Элементы стыковых скреплений 19
1.2.3. Токопроводящие и изолирующие стыки ..........................23
1.2.4. Сроки службы стыковых скреплений......................25
1.3. Промежуточные рельсовые скрепления .....................26
1.3.1. Требования к промежуточным скреплениям ....................26
1.3.2. Классификация промежуточных скреплений......................28
1.3.3. Скрепления для деревянных шпал..............................28
1.3.4. Скрепления для железобетонных опор..............................32
1.3.5. Противоугоны, схемы их расстановки.......................36
1.3.6. Сроки службы промежуточных скреплений и меры по их продлению . 39
1.4. Подрельсовые опоры...........41
1.4.1. Назначение и требования к подрельсовым опорам .....................41
1.4.2. Деревянные шпалы и брусья ... 42
1.4.3. Железобетонные шпалы и брусья 45
1.4.4. Сроки службы шпал .........49
1.5. Балластный слой .............52
1.5.1. Назначение и требования, предъявляемые к балластному слою........52
1.5.2. Балластные материалы......52
1.5.3. Поперечные профили балластной призмы ...........................55
1.5.4. Сроки очистки и пополнения балластного слоя.....................60
1.6. Бесстыковой путь.............63
1.6.1. Назначение, общие сведения . . . 63
1.6.2. Температурный режим рельсов . 65 401
1.6.3. Особенности работы бесстыкового пути и общие требования к его конструкции ........................68
1.6.4. Специальные требования
к элементам бесстыкового пути .... 69
1.7. Верхнее строение пути на искусственных сооружениях и подходах к ним.................76
1.7.1. Особенности работы и устройства пути на мостах...................76
1.7.2. Устройство пути в железнодорожных тоннелях.........................85
1.7.3. Путь в зоне примыкания к искусственным сооружениям ..............90
Раздел 2
РЕЛЬСОВАЯ КОЛЕЯ
2.1. Общие сведения об устройстве колеи
и ходовых частей подвижного состава . 94
2.2. Габариты приближения строений н подвижного состава..............96
2.3. Устройство колеи на прямых . ... 100
2.3.1. Нормы и допуски ширины колеи, их обоснование...................100
2.3.2. Положение рельсовых нитей по уровню........................103
2.3.3. Подуклонка рельсов........103
2.4. Особенности устройства колеи в кривых.........................104
2.4.1. Нормы ширины и уширения колеи
в кривых.........................104
2.4.2. Возвышение наружного рельса .112
2.4.3. Переходные кривые.........118
402
2.4.4. Укороченные рельсы на внутренней нити ...........................123
2.4.5. Уширение междупутных расстояний в кривых........................124
2.5. Сопряжение элементов трассы ... 125
Раздел 3
СОЕДИНЕНИЯ И ПЕРЕСЕЧЕНИЯ РЕЛЬСОВЫХ
ПУТЕЙ
3.1. Основные виды соединений и пересече-
ний рельсовых путей...............128
3.1.1. Классификация соединений
и пересечений рельсовых путей.....128
3.1.2. Одиночные стрелочные
переводы..........................128
3.1.3. Перекрестные стрелочные
переводы..........................130
3.1.4. Глухие пересечения.........131
3.1.5. Съезды, сплетения путей, стрелочные
улицы ............................135
3.2. Конструкции стрелок..........139
3.2.1. Виды остряков, их корневые крепления.........................140
3.2.2. Рамные рельсы, рельсовые
скрепления........................144
3.2.3. Механизмы управления
остряками.........................147
3.3. Конструкции крестовин
и контррельсов....................149
3.3.1. Острые крестовины..........149
3.3.2. Тупые крестовины...........152
3.3.3. Контррельсы................152
3.3.4. Крестовины с непрерывной поверхностью катания..............153
3.4. Соединительная часть стрелочных
переводов..........................154
3.5. Подстрелочные основания.......155
3.6. Основные геометрические параметры
стрелочных переводов, их расчет .... 157
3.7. Расчет основных деталей стрелочных переводов.........................162
3.7.1. Расчет стрелки и ее элементов . . 162
3.7.2. Расчет крестовины с контррельсами...................165
3.7.3. Расчет основных размеров острых крестовин с непрерывной поверхностью катания...........................167
3.7.4. Координаты для разбивки переводной кривой........................172
3.8. Эпюра стрелочного перевода .... 173
3.8.1. Ширина колеи в характерных сечениях стрелочных переводов .... 173
3.8.2. Длины рельсов на переводе ... 177
3.8.3. Раскладка переводных брусьев . 178
3.9. Разбивка стрелочных переводов в кривых..........................181
Раздел 4
РАСЧЕТЫ ВЕРХНЕГО СТРОЕНИЯ ПУТИ
4.1. Цель и задачи расчетов.......183
4.2. Воздействия на путь и его сопротивляемость внешним воздействиям........184
4.2.1. Виды воздействий...........184
4.2.2. Воздействия на путь подвижного состава...........................184
4.2.3. Воздействия на путь природных факторов .........................191
4.2.4. Собственные воздействия .... 192
4.2.5. Сопротивляемость пути внешним воздействиям......................194
4.3. Расчет пути на прочность ....197
4.3.1. Виды напряжений в рельсах ... 197
4.3.2. Основные положения статического расчета...........................198
4.3.3. Особенности динамического
расчета...............................203
4.4. Расчет пути иа прочность, принятый в инженерной практике.................205
4.4.1. Основные предпосылки и допущения .....................205
4.4.2. Вероятностный характер сил, дейст-
вующих на путь ..................207
4.4.3. Напряженно-деформированное состояние элементов пути..............209
4.5. Расчеты бесстыкового пути и длинных
рельсов..........................214
4.5.1. Напряженно-деформированное состояние рельсов различной длины при колебаниях температуры ................214
4.5.2. Расчеты устойчивости пути, результаты экспериментальных исследований . 225
4.6. Комплексный расчет прочности и устой-
чивости бесстыкового пути........229
4.6.1. Методика расчета..........229
4.6.2. Определение расчетных температурных интервалов закрепления рельсовых плетей............................230
4.6.3. Оптимизация температур закрепления плетей в пределах расчетного интервала 231
4.6.4. Особенности расчетов бесстыкового пути на мостах....................234
403
4.7. Местные напряжения в рельсах . . 238
4.8. Устойчивость пути против поперечного сдвига под поездом...............248
4.9. Надежность верхнего строения пути.............................251
4.9.1. Основные понятия, термины и показатели надежности пути...........251
4.9.2. Модели эксплуатационных отказов элементов верхнего строения пути....................255
4.9.3. Оценка и прогнозирование надежности рельсов и скреплений . . . 257
Раздел 5
КОНСТРУКЦИИ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА. РАСЧЕТЫ ЕГО ПРОЧНОСТИ, УСТОЙЧИВОСТИ И СТАБИЛЬНОСТИ
5.1. Общие сведения...............260
5.1.1. Назначение земляного полотна и требования, предъявляемые к нему. Типы конструкций.......................260
5.1.2. Грунты для земляного полотна . 263
5.2. Групповые решения (типовые конструкции)......................267
5.2.1. Основная площадка..........267
5.2.2. Поперечные профили насыпей . . 271
5.2.3. Поперечные профили выемок . . 278
5.3. Особенности конструкций земляного полотна в сложных природных
условиях..........................282
5.3.1. Общие положения............282
5.3.2. Земляное полотно на крутых и неустойчивых косогорах .............. 282
404
5.3.3. Земляное полотно в условиях подтопления.......................282
5.3.4. Земляное полотно на болотах, мокрых и слабых основаниях...........283
5.3.5. Земляное полотно в районах вечной мерзлоты........................ 284
5.3.6. Земляное полотно в горных и сейсмических условиях...................285
5.3.7. Земляное полотно в засоленных грунтах, лёссах, районах подвижных песков............................287
5.4. Нагрузки на земляное полотно. Напряжения в земляном полотне и его основании...................287
5.4.1. Внешние нагрузки на основную площадку..........................287
5.4.2. Напряженное состояние земляного полотна .........................."290
5.4.3. Напряжения в основаниях .... 294
5.5. Расчет требуемой плотности грунта и осадок оснований насыпей .......295
5.5.1. Расчетная плотность грунтов . . 295
5.5.2. Расчет осадок оснований насыпей...........................297
5.6. Расчеты устойчивости откосов и склонов ........................300
5.6.1. Расчеты устойчивости откосов и склонов в обычных условиях......300
5.6.2. Частные случаи расчетов устойчивости откосов и склонов..............304
5.6.3. Влияние воды на устойчивость откосов и склонов.....................305
5.6.4. Влияние на устойчивость откосов иасыпей динамического характера поездных нагрузок................308
5.6.5. Особенности расчетов устойчивости
в сейсмических районах...........310
5.6.6. Проектирование равноустойчивых откосов .........................313
5.7. Расчеты стабильности оснований насы-
пей н основных площадок выемок ... 314
Раздел 6
ЗАЩИТЫ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА ОТ НЕБЛАГОПРИЯТНЫХ ПРИРОДНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ. ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ
НАДЕЖНОСТИ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА
6.1. Классификация мероприятий по защите земляного полотна от неблагоприятных природных воздействий............317
6.2. Регулирование поверхностного стока............................318
6.2.1. Защиты земляного полотна от размы-
ва. Основы расчета конструкций ... 318
6.2.2. Конструкции водосборно-водоотводных устройств ...................337
6.2.3. Основы проектирования канав . 341
6.3. Регулирование подземного стока . 345
6.3.1. Классификация и конструкции дренажей .........................345
6.3.2. Основы проектирования дренажей .........................353
6.4. Теплоизолирующие устройства и покрытия.......................358
6.4.1. Теоретические основы регулирования тепловых процессов...........358
6.4.2. Расчет теплоизолирующих устройств и покрытий.......................360
6.5. Поддерживающие и армогрунтовые сооружения. Мелиорация грунтов . . . 364
6.5.1. Поддерживающие и армогрунтовые сооружения.......................364
6.5.2. Мелиорация грунтов........371
6.6. Обеспечение эксплуатацноиной надежности земляного полотна.....373
6.6.1. Характеристика состояния земляного полотна на сети дорог. Дефекты и дефор-
мации земляного полотна..........373
6.6.2. Углубления в основной площадке. Балластные шлейфы................376
6.6.3. Пучины. Предотвращение и методы ликвидации.......................378
6.6.4. Оползни, сдвиги. Смещения откосов. Меры усиления земляного полотна . . 383
6.6.5. Провалы. Воздействие обвалов, осыпей, сиежиых лавии, селевых потоков, иаледей. Меры защиты земляного полот
на................................386
6.6.6. Диагностирование земляного полотна...........................395
Список литературы.................399
405
Учебник
ЯКОВЛЕВА ТАТЬЯНА ГЕРАСИМОВНА, КАРПУЩЕНКО НИКОЛАЙ ИВАНОВИЧ, КЛИНОВ СЕМЕН ИОСИФОВИЧ, ПУТРЯ НИКОЛАЙ НИКИТОВИЧ.
СМИРНОВ МИХАИЛ ПЕТРОВИЧ
ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫЙ ПУТЬ
Технический редактор Н. И. Горбачева Корректор В. Т. Агеева
Изд лиц. 010163 от 21.02.97. Подписано в печать 24.03.99. Формат 70x100 */16-
Усл. печ. л. 33,15. Уч.-изд. л. 33,64. Тираж 6000 экз. Заказ 375 С 016.
Изд. № 1-1-1/4 № 6716
Государственное унитарное предприятие ордена "Знак Почета" издательство "Транспорт",
107078, Москва, Новая Басманная, д. 10
АООТ "Политех-4"
129110, Москва, Б. Переяславская ул., 46
ISBN 5-277-02079-9
9
785277
020791