Повышение сопротивления железобетонных шпал сдвигу поперек оси пути

Основные положения. Одним из основных направлений совершенствования бесстыкового пути является повышение его устойчивости. Это позволит расширить его использование в сложных условиях эксплуатации: на участках, где суточные перепады температуры рельсов превышают 45 °C, а годовые амплитуды температур — 110 °C; имеются кривые радиусом 500 м и менее; грузонапряженность достигает более 80 млн. ткм брутто/км в год с обращением тяжеловесных и длинносоставных поездов; где планируется введение высокоскоростного движения.

В связи с тем что 60...65 % сопротивления рельсошпальной решетки изгибу в поперечном направлении обеспечивается сопротивлением перемещению шпал в балласте, увеличение сопротивления их сдвигу поперек оси пути является основным направлением в решении этой проблемы. Это достигается путем увеличения массы, площади опирания, боковой и торцовой поверхностей железобетонных шпал.

На зарубежных железных дорогах для повышения сопротивления шпал сдвигу применяются самые разнообразные конструктивные решения, направленные на повышение массы шпал и площади их опирания на балласт [1]. Например, на дорогах Германии для участков бесстыкового пути с рельсами UIC 60 на отдельных участках скоростных линий эксплуатируют шпалы В70 длиной 2,6 м, массой 332 кг и В75 — длиной 2,8 м, массой 380 кг. Более существенного влияния на увеличение сопротивления сдвигу шпал в балласте добиваются одновременным увеличением веса и формы шпал, что увеличивает объем балласта, вовлекаемого в процесс повышения сопротивления сдвигу.

Железобетонные шпалы BS-66 в Германии имеют не только увеличенную площадь опирания в подрельсовых зонах и по концам по сравнению с отечественной шпалой Ш1 (ОСТ 32.152 – 2000), но и сужение в средней части и там же углубление в шпале. Это способствует существенному повышению сопротивления сдвигу железобетонных шпал в балласте. Такое же конструктивное решение используется в США, Англии, Италии и других странах.

В нашей стране ВНИИЖТом и ТашИИТом были разработаны и прошли эксплуатационные испытания шпалы повышенной массы ШСТ-1 («тяжелые» шпалы). Вес одной такой шпалы составлял 350 кг, что почти на 32...33 % превышает вес типовой шпалы.

При рассмотрении и принятии такого решения учитывались два основных фактора:

• влияние повышения веса шпалы на увеличение сопротивления ее сдвигу в балласте;
• возможность применения существующих технологий и технических средств для изготовления шпал ШСТ-1 и укладки их в путь.

Исследования показали, что увеличение веса шпалы ШСТ-1 на 32...33 % позволило увеличить сопротивление ее сдвигу в балласте по сравнению со шпалой Ш1 не более чем на 15...25 %, что вызвано в основном увеличением сопротивления перемещению шпалы по подошве. Вместе с тем применение «тяжелых» шпал значительно увеличивало вес рельсошпальной решетки. При эпюре шпал 2000 шт./км вес звена длиной 25,0 м со шпалами ШСТ-1 и скреплениями КБ-65 составляет до 21,9 тс, в то время как грузоподъемность путеукладочного крана УК-25/21 составляет 21,0 тс.

С учетом изложенного выше с целью повышения сопротивления сдвигу рельсошпальной решетки поперек оси пути и снижения интенсивности накопления поперечных деформаций пути (в первую очередь в регионах с большими суточными перепадами температур — до 45...60 °C, а также в кривых радиусом 500 м и менее) лабораторией бесстыкового пути им. Е. М. Бромберга с участием лаборатории скреплений и шпал ФГУП ВНИИЖТ были разработаны конструктивные изменения существующей железобетонной шпалы Ш1 (предложение Н. П. Виногорова и других авторов), способствующие увеличению сопротивления ее сдвигу поперек оси пути. Чертежи конструктивных изменений в шпале Ш1 были утверждены ЦП МПС 30 сентября 2002 г. В соответствии с утвержденными чертежами измененные шпалы Ш1 получили название Ш1-К (железобетонные шпалы для кривых малого радиуса). Схема железобетонной шпалы Ш1-К показана на рис. 1, а.

Примечание. Сварка обычная; толщина шва — 5 ^±1 мм.

 

Рис. 1. Схемы железобетонной шпалы Ш1-К (а) и приварки поперечных пластин к закладным деталям в этой шпале (б)

Из рис. 1, а следует, что шпала Ш1-К имеет большую высоту в концевых частях, большую площадь торца и боковых поверхностей в зоне концов, а соответственно, и весит больше, чем шпала Ш1. Главное отличие состоит в том, что шпала Ш1-К имеет в средней части подрельсовой зоны металлические пластины, приваренные с обеих сторон обоих концов шпалы к закладным деталям в шпале. Схема приварки пластин показана на рис. 1, б. Отмеченные изменения позволяют увеличить на 16 % площадь торца шпалы, примерно на 4 % площадь боковой поверхности концов шпалы и на 5 % вес шпалы (»13 кг).

Железобетонная шпала Ш1-К, в отличие от указанных выше конструкций железобетонных шпал, практически не требует пересмотра технологии и технических средств для ее изготовления. При этом добавляется лишь дополнительная операция по закладке при изготовлении шпалы поперечных металлических хомутов, к которым перед укладкой в путь могут привариваться поперечные пластины. Размещение пластин в подрельсовой зоне не влияет на выполнение ремонтных работ при содержании пути и в то же время позволяет существенно повысить сопротивление шпалы сдвигу в балласте. При необходимости увеличения сопротивления шпал сдвигу размер пластин может быть увеличен.

В соответствии с выполненными расчетами полный вес звена длиной 25 м при числе шпал Ш1-К 46 шт. на 1 звено составляет около 16,8...17,0 т. При 50 шпалах на 1 звено его вес составляет 18,0...18,2 т, что вполне соответствует грузоподъемности путеукладочного крана УК-25/21.

В зависимости от своих конструктивных особенностей железобетонная шпала Ш1-К может быть двух вариантов:

• 1-й вариант — шпала только с увеличенной площадью торцов, без закладных деталей в шпале и поперечных металлических пластин;
• 2-й вариант — шпала с увеличенной площадью торцов и поперечными металлическими пластинами, приваренными к закладным деталям в шпале (см. рис. 1).

Для проведения эксплуатационных испытаний этих двух вариантов шпал Ш1-К по указанию ЦП МПС на Горновском заводе спецжелезобетона в 2003 г. была изготовлена опытная партия и отправлена на Забайкальскую дорогу. Укладка опытного участка бесстыкового пути со шпалами Ш1-К и контрольного со шпалами Ш1 была осуществлена в сентябре-октябре 2003 г.

Экспериментальные работы по определению сопротивлений поперечному по отношению к оси пути сдвигу железобетонных шпал Ш1-К и Ш1 соответственно на опытном и контрольном участках бесстыкового пути были выполнены в сентябре 2004 г. Материалы, полученные при выполнении экспериментальных работ, приведены ниже.

Характеристики опытного и контрольного участков. Опытный участок со шпалами Ш1-К и контрольный со шпалами Ш1 были уложены на перегоне Талдан — Буринда (нечетный путь, 7409 км ПК 8...7410 км ПК 4). Опытный и контрольный участки расположены в кривой радиусом 635 м. Руководящий уклон (подъем) составляет 9,2 ‰. Возвышение наружного рельса в кривой — 70 мм. Максимальная высота насыпи — 7,8 м. Схема укладки опытного и контрольного участков с различными конструкциями железобетонных шпал показана на рис. 2.

 

Рис. 2. Схема укладки опытного участка бесстыкового пути с железобетонными шпалами Ш1-К и контрольного с типовыми шпалами Ш1 на перегоне Талдан — Буринда (нечетный путь) Забайкальской дороги

Эксплуатационные условия, в которых испытываются опытные шпалы Ш1-К и типовые Ш1, характеризуются следующими показателями:

• грузонапряженность на 2004 г. — 31,8 млн. ткм брутто/км в год;
• тоннаж, пропущенный по опытному и контрольному участкам с момента их укладки, — 36,8 млн. т брутто;
• обращающиеся локомотивы: для грузовых поездов — ВЛ80, пассажирских — ВЛ60;
• максимальная скорость: грузовых и пассажирских поездов — 80 км/ч;
• максимальный вес поездов — 3200 т;
• максимальная длина поездов — до 1280 м.

Бесстыковой путь со шпалами Ш1-К и Ш1 на нечетном пути перегона Талдан — Буринда работает в суровых климатических условиях:

• максимальная летняя температура рельсов на участках может достигать +60 °C, а минимальная зимой — –52 °C;
• расчетная температурная амплитуда Т_А равна 112 °C;
• максимальные суточные перепады температуры могут достигать 45...59 °C;
• за период наблюдений максимальная температура рельсов достигала +57 °C, а минимальная опускалась до –48 °C;
• оптимальная температура закрепления рельсовых плетей 25±5 °C [2];
• рельсовые плети на опытном и контрольном участках закреплены при температуре +23 °C.

Верхнее строение пути на опытном и контрольном участках имеет следующие характеристики:

• бесстыковые рельсовые плети, перекрывающие опытный и контрольный участки, сваренные из рельсов Р65 низкотемпературной надежности;
• типовое промежуточное рельсовое скрепление КБ-65;
• опытные железобетонные шпалы Ш1-К (двух вариантов) и типовые Ш1, изготовленные на Горновском заводе спецжелезобетона, уложенные по эпюре 2000 шт./км;
• щебеночная балластная призма — типовая;
• земляное полотно — здоровое, с исправными водоотводами.

Экспериментальное определение сопротивления шпал перемещению поперек оси пути. Работы по определению сопротивлений поперечному сдвигу железобетонных шпал на опытном участке со шпалами Ш1-К и контрольном — с типовыми шпалами Ш1 (перегон Талдан — Буринда, нечетный путь) были выполнены согласно специальным «Методическим положениям эксплуатационных наблюдений на опытных участках Забайкальской железной дороги», утвержденным Департаментом пути и сооружений 10.12.2002 г.

Для проведения эксплуатационных испытаний и выполнения экспериментальных работ на опытном участке было уложено два варианта опытных железобетонных шпал Ш1-К:

• 1-й вариант — шпалы только с увеличенной площадью торцов, без закладных деталей в шпалах и поперечных металлических пластин;
• 2-й вариант — шпалы с увеличенной площадью торцов и поперечными металлическими пластинами, приваренными к закладным деталям в шпале.

Железобетонные шпалы и металлические пластины были изготовлены на Горновском заводе спецжелезобетона. Размеры привариваемых пластин показаны на рис. 2. Приварка металлических пластин к закладным деталям в шпалах была произведена на путевой машинной станции ПМС-225 (ст. Сковородино) перед сборкой рельсошпальной решетки.

Для сопоставления результатов испытаний рядом с опытным участком был уложен контрольный участок (см. рис. 3) с типовыми шпалами Ш1, изготовленными тем же Горновским заводом.

 

Рис. 3. Размеры поперечных металлических пластин, изготовленных Горновским заводом спецжелезобетона для приварки к закладным деталям в железобетонной шпале Ш1-К

Щебеночная балластная призма на опытном участке со шпалами Ш1-К — типовая, с шириной плеча 45 см.

На контрольном участке со шпалами Ш1 щебеночная балластная призма со стороны междупутья имела присыпку из щебня. Ширина присыпки (полосы) в среднем равна 60 см, а ее высота — 16 см.

Сопротивление перемещению шпал поперек оси пути определялось по специальной методике, разработанной Лабораторией бесстыкового пути ВНИИЖТа [3].

 

Рис. 4. Общий вид устройства для сдвижки шпал в балласте поперек оси бесстыкового пути на опытном участке

Для сдвижки шпал в балласте поперек оси пути было изготовлено специальное устройство. Общий вид устройства для сдвижки шпал показан на рис. 4. Усилие на торец шпалы создавалось путем ввинчивания болта, гайка которого была вварена в торцовую часть устройства. Измерение усилия осуществлялось при помощи динамометра с мессурой, установленного между болтом и торцом шпалы. Тарировка динамометра была произведена на прессе ЦСМ-30 во ВНИИЖТе. Результаты тарировки приведены в табл. 1.

 

Таблица 1
№ п/п	Нагрузка, т	Деления шкалы мессуры динамометра	Коэффициенты
	0,2	0,32	0,625
	0,4	0,6	0,667
	0,6	0,89	0,674
	0,8	1,18	0,678
		1,47	0,680
	1,2	1,75	0,686
	1,4	2,05	0,683
	1,6	2,34	0,684
	1,8	2,63	0,684
		2,93	0,683
	2,2	3,22	0,683
	2,4	3,51	0,684
	2,6	3,81	0,682
	2,8	4,11	0,681
		4,42	0,679
10,153: 15 = 0,677

Перемещение шпалы поперек оси пути фиксировалось при помощи мессуры часового типа с ценой деления 0,01 мм. Мессура устанавливалась на противоположном конце шпалы и закреплялась на металлической свайке, забитой в балласт.

Сопротивление поперечному по отношению к оси пути перемещению железобетонных шпал определялось для следующих вариантов:

• опытных шпал Ш1-К с увеличенной площадью торцов и приваренными металлическими пластинами;
• опытных шпал Ш1-К только с увеличенной площадью торцов;
• типовых шпал Ш1.

По каждому из этих вариантов было испытано по 15 шпал. Сопротивление перемещению шпалы фиксировалось через каждые 100 кгс в пределах от 0 до 700 кгс. Одновременно фиксировалась и величина перемещения (подвижки) шпалы. На основании полученных результатов измерений определены средние значения перемещений железобетонных шпал поперек оси пути от сдвигающей нагрузки (табл. 2).

 

 

Таблица 2

Сопротивление перемещению железобетонных шпал, кгс Перемещение железобетонных шпал (среднее арифметическое значение от 15 измерений), мм

Шпалы Ш1-К с увеличенной площадью торцов и приваренными пластинами Шпалы Ш1-К только с увеличенной площадью торцов Типовые шпалы Ш1

0 0,000 0,000 0,000

100 0,000 0,000 0,000

200 0,001 0,041 0,003

300 0,049 0,133 0,031

400 0,199 0,469 0,362

500 0,593 0,947 0,765

600 1,093 1,480 1,353

700 1,807 2,213 2,098

По данным табл. 2 построены графики (рис. 5) средних значений сопротивления сдвигу поперек оси пути для опытных шпал Ш1-К с приваренными пластинами и увеличенной площадью торцов, шпал Ш1-К только с увеличенной площадью торцов и типовых железобетонных шпал Ш1.

 

Рис. 5. Графики сопротивлений поперечному по отношению к оси

пути перемещению железобетонных шпал

Величины сопротивлений сдвигу этих шпал при перемещениях, равных 0,5 и 1,0 мм, приведены в табл. 3.

 

 

Таблица 3

№ п/п Железобетонные шпалы Сопротивление сдвигу шпал, кгс, при перемещениях шпал поперек оси пути, мм

0,5 1,0

1 Ш1-К с приваренными пластинами

и увеличенной площадью торцов 480 580

2 Ш1-К только с увеличенной площадью торцов 410 510

3 Ш1 с присыпкой щебня 440 545

4 Ш1 без присыпки щебеночного балласта

(с типовой балластной призмой) 350 450

Из графиков рис. 5 и табл. 3 видно, что железобетонная шпала Ш1-К с приваренными пластинами и увеличенной площадью торца имеет самое большое сопротивление сдвигу, равное при перемещении 0,5 мм 480 кгс, а при перемещении 1,0 мм — 580 кгс.

 

Можно полагать, что с увеличением площади привариваемых пластин сопротивление шпалы Ш1-К сдвигу поперек оси пути будет увеличиваться.

 

Железобетонная шпала Ш1-К только с увеличенной площадью торцов имеет сопротивление сдвигу при перемещениях 0,5 и 1,0 мм соответственно 410 и 510 кгс.

 

Сопоставляя величины сопротивлений этих шпал, видно, что при перемещении шпал на 0,5 и 1,0 мм сопротивление шпалы Ш1-К с приваренными пластинами и увеличенной площадью торцов выше, чем шпалы Ш1-К только с увеличенной площадью торцов, на 15...16 %.

 

Сопротивление типовой шпалы Ш1 с присыпкой щебня при перемещении на 0,5 мм составляет 440 кгс, а на 1,0 мм — 545 кгс.

 

Сопротивление шпалы Ш1 без присыпки щебня при перемещении на 0,5 мм составляет 350 кгс, а на 1,0 мм — 450 кгс.

 

Увеличение сопротивления сдвигу поперек оси пути опытных шпал Ш1-К (двух вариантов) и типовых шпал Ш1 с присыпкой щебня по отношению к типовой шпале Ш1 без присыпки щебня при сдвижке на 0,5 и 1,0 мм в процентном выражении приведено в табл. 4.

 

 

Таблица 4

Тип железобетонной шпалы Увеличение сопротивления сдвигу шпал Ш1-К и Ш1 с присыпкой щебня поперек оси пути, %, по отношению к сопротивлению сдвигу типовых шпал Ш1 без присыпки щебня при перемещениях, мм

0,5 1,0

Ш1-К с приваренными пластинами и увеличенной площадью торцов 37 29

Ш1-К только с увеличенной площадью торцов 17 13

Ш1 с присыпкой щебня по концам шпал 26 21

На основании материалов, полученных при выполнении экспериментальных работ, можно сделать следующие выводы:

 

1. Сопротивление сдвигу железобетонной шпалы Ш1-К с приваренными пластинами и увеличенной площадью торцов при сдвиге на 0,5 и 1,0 мм превышает сопротивление сдвигу типовой шпалы Ш1 соответственно на 37 и 29 %.

 

2. Сопротивление шпалы Ш1-К только с увеличенной площадью торцов (и, соответственно, увеличенной массой на 5...8 %) при сдвиге ее на 0,5 и 1,0 мм выше сопротивления сдвигу типовой шпалы Ш1 соответственно на 17 и 13 %.

 

3. Присыпка щебеночного балласта в зоне концов шпал Ш1 позволяет повысить сопротивление сдвигу поперек оси этих шпал при сдвижке на 0,5 и 1,0 мм соответственно на 26 и 21 %, что достаточно хорошо согласуется с ранее выполненными ВНИИЖТом исследованиями [3] и может служить одним из мероприятий по повышению стабильности бесстыкового пути.

 

4. Железобетонные шпалы Ш1-К с увеличенной площадью торцов и приваренными пластинами и шпалы Ш1-К только с увеличенной площадью торцов могут быть рекомендованы для применения на участках бесстыкового пути, эксплуатируемых в сложных климатических и эксплуатационных условиях. В этих же целях дополнительно может быть использована и присыпка концов шпал балластом, что в сумме позволит значительно увеличить сопротивление сдвигу железобетонных шпал поперек оси пути.

4.1 Известно, что изменение расстояния между «маячными» шпалами [3] на 100...125 мм соответствует превышению температуры плети над температурой ее закрепления на 85...106 °C. Фактическое напряженное состояние плетей определяется по следующей методике (рис. 1):

1. Вычисляется температурное напряжение

s t = E aD t,

где Е — модуль упругости рельсовой стали; a — коэффициент линейного расширения стали; D t — разность между фактической температурой плети t _факт и температурой ее закрепления t _закр;

2. Находится D l, т. е. алгебраическая разность перемещений соседних меток;

3. Находится дополнительное напряжение

sдоп = E (D l / l),

где D l / l — относительное удлинение участка плети;

4. Определяется результирующее напряжение

sрез = s t + sдоп.

Переходя от продольного напряжения к продольной силе и учитывая изменение нейтральной температуры плети, результирующую продольную силу можно определить как

N рез = EF a (t факт – t закр) + EF (D l / l).

(1)

Критическая продольная сила определяется по формуле

N кр = EF a[ Dt у ],

где [ Dt _у] — повышение температуры рельсовой плети, допускаемое по условию устойчивости пути [3].

Изложенный метод определения продольно-напряженного состояния плетей реализован в виде автоматизированной системы контроля, смонтированной на путеизмерительном вагоне ЦНИИ-4М.

Бесконтактный датчик температуры представляет собой инфракрасный пирометр М67 производства фирмы Mikron. Устройство определения границ плети реализовано на базе датчиков величины стыковых зазоров, разработанных и изготовленных фирмой «ПИК Прогресс».

Устройство определения подвижек плети разработано лабораторией бесстыкового пути ВНИИЖТ совместно с фирмой «ПИК Прогресс». Полевые испытания макетного образца этого устройства проведены в ноябре 2000 г. С учетом замечаний по результатам этих испытаний разработан и изготовлен опытный образец устройства, который успешно прошел испытания в 2001 г. Этот опытный образец позволяет определять смещения рельсовой плети и отдельных ее участков в автоматизированном режиме без учета скорости движения считывающего устройства посредством отслеживания изменения положения меток на рельсовой плети относительно маячных шпал с достаточной точностью и помехозащищенностью. Блок-схема устройства определения подвижек плети приведена на рис. 2. На это устройство 27.09.01 г. выдан патент № RU 2174082 C1 (авторы Н. П. Виногоров, А. В. Савин) [5].

Способ измерения продольных подвижек рельсовых плетей бесстыкового пути осуществляется следующим образом.

При укладке плети, когда она находится в ненапряженном состоянии, в створе реперов или возле грани подкладки маячной шпалы на плеть наносится метка. Метки на маячных шпалах или реперах являются неподвижными, метки на плети — подвижными вследствие температурной работы плети и воздействия дополнительных сил.

Принцип действия: датчики 2 и 3 (см. рис. 2) смонтированы в одной плоскости на фиксированном расстоянии d между собой и предназначены для обнаружения метки на рельсовой плети. Датчик 2 предназначен для обнаружения неподвижной метки. С датчиков сигналы через формирователь импульсов 4 подаются на счетчики 6 и 7, куда подается и тактовая частота генератора 5.

Расстояние S между меткой на шейке рельса и неподвижной меткой определяется умножением скорости движения оптических датчиков V на время Т _{1, 2} между сигналами от датчиков 1 и 2:

S = VT 1, 2.

Скорость V определяется делением фиксированного (известного) расстояния d на время Т _{1, 3} между импульсами от датчиков 1 и 3, возникающими при прохождении этими датчиками метки на плети:

V = d / T 1, 3.

Интервалы времени Т _{1, 2} и Т _{1, 3} находятся умножением частоты генератора f на соответствующее число импульсов этого генератора n _{1, 2} и n _{1, 3}:

Т 1, 2 = fn 1, 2;

Т 1, 3 = fn 1, 3.

Выполнив подстановку, получаем

S = d (n 1, 2/ n 1, 3).

Таким образом, на определение расстояния между неподвижной меткой и меткой на шейке рельса скорость движения датчиков не влияет [5].

Аппаратная часть автоматизированной системы —

• датчик начала и конца плети (датчик стыковых зазоров);
• датчик температуры плети, бесконтактный с измерением температуры в процессе движения (пирометр М67);
• оптический датчик обнаружения метки на плети;
• оптический датчик обнаружения метки на маячной шпале или репере;
• система определения расстояния между подвижными и неподвижными метками.

Программная часть автоматизированной системы —

• программа формирования исходной базы данных БД1;
• программа сбора данных о границах плети, температуре и подвижках с формированием базы данных результатов измерений БД2;
• программа обработки результатов измерений и совмещения их с базовыми данными.

Исходя из того, что продольные и поперечные подвижки бесстыкового пути не должны рассматриваться в отрыве друг от друга, предлагается следующая методика (рис. 3), позволяющая определять участки бесстыкового пути, на которых наиболее вероятен выброс. Эта методика диагностики продольно-напряженного состояния бесстыкового пути позволяет учесть как продольные подвижки участков пути, вызванные температурной деформацией и угоном, так и поперечные подвижки (горизонтальные неровности), которые также могут быть вызваны изменением температуры и воздействием поездной нагрузки. Продольные подвижки характеризуют степень затяжки гаек клеммных болтов и сопротивление шпал перемещению вдоль пути (в частности, заполнение шпальных ящиков балластом). Поперечные подвижки характеризуют жесткость рельсо-шпальной решетки в горизонтальной плоскости и сопротивление шпал перемещению поперек пути (в частности, ширину плеча балластной призмы). Кроме того, предлагаемая методика и соответствующие программно-аппаратные средства позволяют не усреднять продольные напряжения в плети, а получать их в виде эпюры по длине плети. Это особенно актуально в последнее время, когда плети достигают длины блок-участка, перегона.

 

Рис. 3. Общая блок-схема сбора и обработки данных

Взаимосвязь критического значения продольного напряжения в плети с амплитудой и длиной неровности. Для расчета критического значения продольного напряжения в плети за основу взята методика, изложенная в [1]. Эта методика расчета учитывает взаимосвязь критической температурной силы в рельсе с размерами неблагоприятной неровности в кривых (в частном случае — в прямой). Рассматривается равновесие элемента пути D х размером, равным расстоянию между соседними шпалами (рис. 4).

 

Рис. 4. Условия равновесия элемента искривленного пути

Вывод уравнений, связывающих между собой критическую продольную силу, величину неровности и длину неровности, изложен в [1], при этом система уравнений имеет вид:

(2)

где В и b — коэффициенты в аппроксимирующей функции сопротивления шпалы поперечным перемещениям f (y) = B arctg(y / b); B * и b * — коэффициенты в аппроксимирующей функции с учетом критической продольной силы N _кр и радиуса R; Е — модуль упругости; — момент инерции рельса относительно главной вертикальной оси; С ₀ — амплитуда начальной ненапряженной неровности; С — амплитуда напряженной неровности; r — коэффициент, равный отношению момента М в скреплении к углу поворота шпалы; N _кр — критическая продольная сила в рельсовой плети; w— частота неровности; длина неровности, соответствующая частоте w, составит L = 2p/w.

 

Рис. 5. Зависимость критической продольной силы в плети от амплитуды неровности

 

Рис. 6. Зависимость критической продольной силы в плети от длины неровности

Для решения этой системы уравнений методом последовательного приближения составлена программа на языке Visual Basic. Результаты расчетов представляются в виде графических зависимостей критической продольной силы в плети от амплитуды неровности (рис. 5), критической продольной силы в плети от длины неровности (рис. 6), длины от амплитуды неровности (рис. 7). В [1] построена зависимость критической силы и длины неровности от амплитуды неровности. При этом на зависимость L = L (С _б), где С _б — бытовая неровность, влияет радиус кривой, а на зависимость N = N (L) радиус кривой не влияет (см. рис. 6), поэтому графики зависимости N _кр от L для разных радиусов сливаются в одну кривую. Эта особенность дает возможность не учитывать радиус кривой при определении зависимости критической силы от длины неровности (и наоборот, длины неровности от силы).

 

Рис. 7. Взаимосвязь длины и амплитуды неровности

 

Рис. 8. Сравнение результатов расчетов по предлагаемой методике с данными действующих ТУ

4.2. Наметились и качественные изменения в изготовлении рельсов для бесстыкового пути. В частности, начат выпуск рельсов Р65 повышенной прямолинейности, которые в первую очередь будут укладываться на участках пассажирского движения с повышенными скоростями, увеличивается выпуск рельсов Р65 повышенной морозостойкости, предназначенных для регионов Сибири и Дальнего Востока.

В целях повышения качества обработки сварных стыков применяется автоматическая правка и шлифование зоны стыка с обеспечением первоначальной неровности не более 0,3 мм на базе 1,5м. Для выравнивания твердости объемнозакаленных рельсов, снижающейся в зоне стыка после сварки, эта зона обрабатывается токами высокой частоты с охлаждением водовоздушной смесью под давлением с обеспечением так называемой нормализации зоны сварного стыка.

Основными на бесстыковом пути до последнего времени являлись раздельные скрепления типа КБ-65. Эти скрепления достаточно надежны, но металлоемки, многодетальны, требуют частого (как правило, после пропуска 25- 30 млн. т поездной нагрузки) подтягивания клеммных и закладных болтов. Решение этой проблемы видится в создании и внедрении пружинных скреплений. В настоящее время испытываются бесподкладочные пружинные скрепления ЖБР-65 с увеличением в 2001 г. полигона их укладки до 500- 600км, прорабатываются и другие варианты.

В качестве подрельсового основания на железных дорогах России применяются железобетонные шпалы. В связи с резким увеличением полигона бесстыкового пути планируется в ближайшие годы довести ежегодный выпуск железобетонных шпал не менее чем до 8 млн.- 8,5 млн. шт. С этой целью запланированы перепрофилирование заводов железобетонных изделий на изготовление шпал, а на существующих заводах- установка дополнительных технологических линий.

Основным видом балластного материала на бесстыковом пути является щебень твердых пород с фракциями размером 25- 60 мм. Ведется целенаправленная работа по замене на линиях первого, второго и третьего класса щебеночного балласта из камня мягких пород и асбестового на щебень твердых пород. В ближайшей перспективе должна быть решена одна из важнейших задач- организован выпуск щебня с минимальной засоренностью при изготовлении и с фракциями кубовидной формы.

Расширению полигона укладки, повышению эффективности работы бесстыкового пути способствуют издание новой редакции "Технических указаний по устройству, содержанию и ремонту бесстыкового пути", разработанной в 2000 г., и внедрение новых машин, механизмов для его содержания и ремонта.

К настоящему времени отечественной промышленностью освоен выпуск практически полного набора путевой техники, необходимой для формирования машинных комплексов для содержания и ремонта бесстыкового пути. Наиболее сложную технику, соответствующую уровню лучших мировых образцов, изготавливают заводы объединения "Ремпутьмаш" в кооперации с передовыми зарубежными фирмами. Совместными усилиями освоено изготовление высокопроизводительных выправочно-подбивочных машин непрерывно-циклического действия Duomatic-09-32, поездов для профильного шлифования рельсов, машин для глубокой очистки щебня, динамических стабилизаторов пути и др.

Бесстыковой путь - прогрессивная конструкция, в технико-экономическом отношении весьма выгодная для железнодорожного транспорта. Однако он требует не только повышенной культуры содержания, непрерывного совершенствования, но и тщательного контроля. Поэтому контролю на участках бесстыкового пути уделяется особое внимание.

Активное внедрение бесстыкового пути отнюдь не свидетельствует, что решены все связанные с ним проблемы. И это естественно. Звеньевой путь эксплуатируется уже почти 150 лет, однако до сих пор железные дороги многих стран мира продолжают его совершенствовать. Дальнейшего совершенствования конструкций, норм укладки, технических средств для обслуживания и ремонта требует и бесстыковой путь. При этом следует учитывать, что почти 40 % протяженности главных путей имеет грузонапряженность 10 млн. ткм брутто/км в год и менее, около 15 % приходится на кривые радиусом 650 м и менее. Имеются участки с годовыми перепадами температуры рельсов 110- 120°C и суточными до 55- 60°C, перевальные участки со сложным профилем, кривыми особо малого радиуса.

В указанных обстоятельствах требуются не только новые варианты конструкции бесстыкового пути, адаптированные к сложным климатическим и эксплуатационным условиям, но и соответствующая нормативная и технологическая база.

Варианты конструкции бесстыкового пути должны в наилучшей степени, с учетом минимизации совокупных затрат на обустройство и содержание соответствовать разным условиям эксплуатации. Ключевая роль здесь принадлежит скреплениям.

4.3. Частный случай определения параметров одной реологической модели

жидкости смешенного типа.

Важным этапом моделирования гидродинамики жидкостей смешенного типа

является определение параметров ее реологической модели. Рассмотрим жидкость

такого рода, при течении которой зависимость касательных напряжений τ от скоро-

сти сдвига γ˙ имеет вид:

τ(˙γ) = µ(˙γ) ˙γ =

 

µ1γ, ˙ 0 < −γ <˙ γ˙0,

[µ1 + µ0(2 + ˙γ/γ˙0 + ˙γ0/γ˙)], −γ >˙ γ˙0,

γ˙0 > 0, (1)

где µ1 — ньютоновская динамическая вязкость, µ0 — реологическая константа, ˙γ0 —

пороговое значение скорости сдвига. Особенностью такой модели является то, что

она учитывает возможность как возрастания, так и убывания вязкости по мере уве-

личения модуля скорости сдвига.

Рассмотрим частный случай определения реологических констант γ˙0, µ1, µ0. До-

пустим, что экспериментальные данные зависимости касательного напряжения от

скорости сдвига для данной жидкости достаточно хорошо описываются степенным

полиномом второго порядка τexp(˙γ) = a1 + a2γ˙ + a3γ˙

, где a1, a2, a3 —- эмпириче-

ские константы, определяемые методом наименьших квадратов. Поскольку с учетом

(1) вид функции τ(˙γ) на неньютоновском участке также описывается квадратичным

полиномом, можно потребовать выполнения условий

µ0γ˙0 = a1, µ1 + 2µ0 = a2, µ0/γ˙0 = a3. (2)

Решив совместно уравнения (2) относительно γ˙0, µ1, µ0, получим

γ˙0 = ±a1/

√

a1a3, µ1 = a2 ∓ 2

√

a1a3, µ0 = ±

√

a1a3. (3)

При этом в выражениях (3) знак выбирается по следующему правилу: если функ-

ция τexp(˙γ)/γ˙ — убывающая, то принимается верхний знак, в противном случае —

нижний знак.

Проведя анализ полученных соотношений (3), можно сделать вывод о возмож-

ности использования модели типа (1) для описания конкретной среды в некотором

интервале изменения скорости сдвига. В частности, если знаки коэффициентов a1 и

a3 в интерполяционном полиноме будут различны (a1 < 0 < a3 или a3 < 0 < a1), то

описание такого рода среды на исследуемом интервале изменения γ˙ моделью (1) по

соотношениям (3) невозможно.

С использованием предложенного подхода были обработаны известные экспери-

ментальные данные зависимости касательных напряжений от скорости сдвига д-

ля молочной ромады [1]. в результте были получены следующие значения: ˙γ0 =

0, 502 с−1

, µ1 = 244, 664 Па с, µ0 = −78, 394 Па с.

На рисунке представлена зависимость напряжения от скорости сдвига молочной

помады: ◦ — экспериментальные точки из [1]; 1 — кривая, построенная согласно

модели (1), реологические параметры которой определены по соотношениям (3).