Верхнее строение пути для движения колес по рельсам
advertisement
Верхнее строение пути для движения колес по рельсам Взаимодействие между рельсами и мостами Взаимодействием между рельсами и мостами – уровень техники и примеры Взаимодействием между рельсами и мостами оказывает решающее влияние на выбор системы моста, его конструкции и размеров из-за воздействий, которые оказывают железнодорожное сообщение (торможение и трогание с места, LM 71) и изменения температуры. Важнейшими параметрами с точки зрения производства строительных работ являются пролетное строение моста, абсолютная деформация растяжения пролетного строения, жесткость нижнего строения, переходные конструкции моста и проект моста. В то время как в большинстве случаев достаточно иметь простые расчеты, в сложных случаях требуется проводить специальные комплексные измерения. В настоящей статье описываются технические пояснения, уровень техники и дается обзор перспективного развития. Системный подход Взаимодействие между рельсовыми путями и мостами играет существенную роль при проектировании и расчетах железнодорожных мостов. Вследствие усилий, возникающих в процессе трогания и торможения, колебаний температуры и обусловленного этим линейного расширения пролетного строения в верхнем строении пути, особенно в рельсах, в действие вступают вынуждающие усилия. При определенных форме и длине несущих конструкций с ними невозможно справиться, если не принять вспомогательные меры за счет соответствующих конструкций за счет уравнительных стыков рельсов или более точных расчетов. Процесс распределения дополнительных напряжений в рельсах (см. Рис. 3) под воздействием температуры при наличии балки на двух опорах возможно представить упрощенно в зависимости от жесткости нижнего строения. строения перемещается в середину моста, уменьшаются также дополнительные напряжения в рельсах. Если фиксированная точка переносится в середину моста, это ведет также непосредственно к удлинению допустимой абсолютной деформации растяжения рельса (если не предусматривается сопряженная с интенсивным техобслуживанием уравнительных стыков рельса). На рисунке видны следующие характеристики в процессе взаимодействия между рельсами: - Жесткость нижнего строения играет важную роль в распределении дополнительных напряжений в рельсах. - Исходя из несущей способности моста с эластичной опорой (жесткость нижнего строения ≈ 0 кН/см) видно, что возможно уменьшить смещения в продольном направлении. Если температурная фиксированная точка пролетного Параметры влияния на взаимодействие между рельсами и мостами Допустимые параметры компенсационного растяжения и абсолютной деформации растяжения пролетных строений В немецких нормативах по железнодорожной технике установлены следующие максимальные параметры абсолютной деформации растяжения для одно- или, соотв., многопутных железнодорожных мостов с верхним строением LM 71: Модель нагрузки согласно DIN-Fb 101 Рис. 1+2 Новая линия Эрфурт-Лейпциг/Галле – мост через долину Гензебахталь пути на щебеночном балласте (SchO) или с безбалластным путем (FF) на базе бесстыковых сварных рельсов: - 60 м для стальных мостов, - 90 м для массивных мостов и мостов комбинированной конструкции. Значения различаются, потому что стальные мосты реагируют более чувствительно по отношению к колебаниям температуры, чем массивные мосты или, соотв., мосты комбинированной конструкции. Воздействие во время трогания и торможения Усилия, воздействующие на рельсошпальную решетку и пролетное строение в процессе трогания и торможении представляют собой в отличие от температурных воздействий нагрузки кратковременного действия, которые принимаются несущей конструкцией моста через верхнее строение пути и в зависимости от сопротивления рельсов и от горизонтальной жесткости опор, включая нижнее строение (устои, быки). Усилия ограничиваются максимально возможным трением между колесом и рельсом (сталь по стали) и приводят к растягивающему напряжению непосредственно за тормозящим поездом и к напряжению сжатия в рельсах перед тормозящим поездом. Фрикционные тормоза приводятся в действие преимущественно посредством пневматических трубопроводов. Так как срабатывание торможения на тормозном кране машиниста (в тяговой подвижной единице) может вызвать распространение ударной волны в магистральном шлангопроводе лишь со скоростью от 250 до 280 м/с, состав поезда тормозится лишь с задержкой по времени, с так называемым временем распространения тормозной волны. В результате этого смещенного по времени тормозного действия особенно в длинных составах поездов возникают продольно-динамические усилия, то есть задняя, тормозимая позже часть поезда наезжает на переднюю часть поезда, что сначала вызывает усилия нажима между единицами вагонного парка. Как следствие, отдельная единица подвижного состава, тормозимая колодочным тормозом, хотя и отличается постоянным коэффициентом трения, но в связи с медленным опорожнением магистрального шлангопровода на протяжении длинного, тормозимого колодочным тормозом состава поезда имеет место линейное нарастание до тормозного DIN-Fb 101: немецкое приложение к Общеевропейскому техническому кодексу давления. Тормозное давление, играющее роль для расчета железнодорожных мостов, возникает незадолго до остановки в течение от 0,04 до 0,54 с. Из-за большого собственного веса и своей тормозной системы товарные поезда оказывают самые большие тормозные нагрузки на рельсы во время тормозного давления. В стандарте DIN-Fb 101 заданы характерные значения для трогания и торможения: - Тяговое усилие при трогании с места: QIak = 33 кН/м · La,b [м] ≤ 1000 кН в моделях нагрузки 71, SW/0, SW/2 и HSLM - Тормозное усилие: Qlbk = 20 кН/м · La,b [м] ≤ 6000 кН в моделях нагрузки 71, SW/0 и HSLM - Qlbk = 35 кН/м · La,b [м] в модели нагрузки SW/2 В модели нагрузки „ненагруженный поезд“ усилиями можно пренебречь. Характерное значение тормозного усилия в 20 кН/м соответствует 1/4 грузонапряженности участка в 80 кН/м из эпюры нагрузок LM 71. Максимальное расстояние воздействия выбирается до 300 м так, что, как правило, не могут возникнуть тормозные усилия свыше 6000 кН (600 т). При этом следует учитывать, что тяжелые товарные поезда (2000 т и больше) в настоящее время в общем не имеют длины более чем от 300 о 400 м из-за ограничения нагрузки на тяговом крюке (при трогании). Жесткость нижнего строения Соотношение подачи нагрузки на неподвижные опоры или, соотв., на рельс в решающей степени зависит от жесткости нижнего строения моста. При этом быки высоких мостов через долину могут иногда вести себя очень пружинисто. При кратковременно действующих нагрузках из торможения и трогания пролетное строение уклоняется от отвода продольных усилий, что ведет к дополнительным повышенным напряжениям в рельсах (см. Рис. 4). Жесткость нижнего строения складывается из - жесткости на изгиб ядра быка δP, - сопротивления грунта δϕ под фундаментом перекосу фундамента и свайным основаниям, - сопротивлению δh быка вследствие смещения оголовка сваи. Уравнительные стыки рельса, принцип действия и расчет Если из-за топографии местности или прочих вынужденных моментов (напр., широких рек и т. д.) невозможно выдержать абсолютную деформацию растяжения рельса в 60 м / 90 м, дополнительные напряжения в рельсах надлежит сократить Рис. 3: Дополнительные усилия рельсов в зависимости от жесткости нижнего строения substructures stiffness (kN/cm) ∞ longitudinal stresses Рис. 4: Параметры жесткости нижнего строения Закрытые переходные конструкции Закрытые швы предпочтительны из-за более простого монтажа и отведения воды и применяются в особенности над неподвижными опорами. Над подвижными опорами применение ограничено мостами с небольшими расширениями, так как уже смещения на величину от 1 до 2 см в шпальном ящике при частой перемене нагрузки может привести к разрыхлению щебеночного балластного слоя. - Монтажная ширина от 260 до 310 мм, - принимаемые движения швов Δx ≤ ±65 мм. Открытые переходные конструкции При наличии уравнительных стыков рельса UIC 60 открытая переходная конструкция (см. Рис. 7/8) допускает лишь смещения пролетного строения на подвижной опоре не более При более крупных расширениях надлежит использовать рельсы нормальной длины конструкции UIC 60/Vo 1-60. Они позволяют обеспечивать максимальное расстояние между шпалами в 110 см. Тем самым возможно принимать смещения до 66 см (110 см минус двойное необходимое расстояние шпалы до кромки железнодорожного полотна (2 × ½ x 44 см)). Это означает абсолютную деформацию растяжения для неразъемного стального пролетного строения с принимаемой разностью температур ΔT = 77 k (согласно DIN-Fb 101) до 714 м: Путь деформации при удлинении Несущая плита Несущая плита Пролетное строение Устой Рис. 7: Фрагмент открытой переходной конструкции 773 153 Переходные конструкции для железнодорожного полотна Для перекрытия швов расширения на концах пролетных строений в зоне подвижных опор и на концах пролетных строений жестких опор в целях компенсации конечных поворотных углов касательной возможно предусматривать конструкции с закрытыми или открытыми швами. Рис. 6: Фрагмент закрытой переходной конструкции 130 Тем самым теоретически возможно реализовать бесконечно длинные пролетные строения, если в качестве ограничивающего фактора не выступала бы жесткость рельса на изгиб. Однако следует скорее избегать уравнительных стыков рельса из-за значительных первичных инвестиций и высоких затрат на текущее техобслуживание. 200 мм из-за ограниченного до 65 см расстояния до соседних шпал. При более крупных расширениях следует использовать рельсы нормальной длины конструкции UIC 60/Vo 1-60. - Конструкция с открытыми швами и жестко смонтированным желобом под разделительным швом для боли движения швов: раскрытие шва (нижний уровень системы): минимум: 200 мм максимум: 600 мм принимаемые движения швов Δx ≤ ±200 мм - Конструкция с открытыми швами и желобом и подвижной крепежной конструкцией, удерживающей желоб в центре под разделительным швом для очень больших движений швов: раскрытие шва (нижний уровень системы): минимум: 200 мм максимум: 1000 мм; принимаемые движения швов Δx ≤ ±200 мм 300 иным способом. Для этого уравнительные стыки рельса могут устанавливаться над подвижными опорами с тем, чтобы уменьшить напряжения в рельсах, возникающие вследствие расширения пролетного строения (см. Рис. 5). 450 773 Уравнительные стыки рельса Уравнительные стыки изготавливаются и монтируются в стандартном исполнении (Рис. 6). Выбор и расчет размеров уравнительных стыков осуществляются в Германии с использованием норматива RiL 820.2040. 2073 Рис. 8: Вид сверху на разделительный бычок с открытой переходной конструкцией expansions joint rail stress rail sleepers / fasteners Рис. 5. Распределение напряжений в рельсе при размещении уравнительных стыков рельса с одной стороны 450 650 Параметры влияния представлены на Рис. 7. Проводя монтаж, необходимо соблюдать повышенные требования к качеству и точности с учетом критериев настройки. Высота пролетного строения, выступ, ось центра тяжести пролетного строения Усилия, действующие не только в продольном направлении, могут вызвать дополнительные напряжения в рельсах. Иногда неудачное исполнение концевой поперечной балки с большим выступом или пролетное строение с большой конструктивной высотой (напр., мост комбинированной фахверковой конструкции с расположенным сверху железнодорожным полотном) могут привести к продольным смещениям и к смещению по высоте из-за прогиба под воздействием вертикально действующих транспортных нагрузок (Φ LM71). При этом имеет место: - возникающее в результате этого продольное смещение на подвижной опоре (Рис. 10a) на значение разности δH LM71 между продольным смещением вследствие смещения центра тяжести пролетного строения под воздействием транспорта и смещения верхней кромки пролетного строения под воздействием деформации кручения пролетного строения; - вертикальное смещение под воздействием деформации кручения пролетного строения под воздействием транспорта вследствие выступа над пролетным строением за осью опоры (Рис. 10b). Закон сопротивления смещению для SchO и FF Поведение рельса в продольном направлении подразделяется на сопротивление продольному смещению рельсошпальной решетки (в щебне) и на сопротивление рельсовых плетей угону в креплении рельсов (решающий фактор для SchO в зимний период (замерзшая балластная постель) и FF). Характеристика смещения - нелинейная и была упрощена для методики проверочных расчетов для билинейной характеристики (см. Рис. 11). Величина сопротивления зависит от того, является ли рельс нагруженным или ненагруженным. Допустимые дополнительные напряжения в рельсах Допустимые дополнительные напряжения в рельсах возникают не при простых условиях. Предельные значения усилий растяжения или, соотв., давления объясняются различными физическими причинами и ниже кратко поясняются. Свободная составляющая напряжения (растягивающие напряжения) для взаимодействия между рельсами и мостами Для дополнительного напряжения в рельсах (растяжение) на мосту для смещения из - Φ · LM71 (из кручения и смещения на базе разницы по высоте между опорой моста и осью центра тяжести пролетного строения), - температурного расширения пролетного строения и - продольного смещения вследствие трогания и торможения. Итак, получается свободная составляющая напряжения в 112 Н/мм2 для дополнительного напряжения в рельсах. Прогиб моста под воздействием транспортной нагрузки дает дополнительное нормальное напряжение в рельсах (см. пункт 2.7). Этот эффект учитывается за счет вычитания свободной составляющей напряжения на паушальную величину в 20 Н/ мм2. Для дополнительного допустимого напряжения с учетом влияния прогибания моста это означает σ= 92 Н/мм2. Свободная составляющая напряжения (напряжения сжатия) для взаимодействия между рельсами и мостами Подтверждение наличия допустимых дополнительных напряжений в рельсах (давления) выводится из критерия выброса сплошного сварного (бесстыкового) рельса. Надежным и научно обоснованным является подтверждение, полученное Лайкауфом/Айзенманном в рамках внедрения линейного вихреточного тормоза для поезда ICE 3 и касающееся потенциально возможных дополнительных напряжений в рельсах. Здесь оно приводится в обобщенном виде (см. Рис. 12). - Критическое повышение температуры согласно Чаткео/ Майеру: Для критического повышения температуры закрепилось значение прибл. в 122 K в качестве эталонной величины в соответствии с совпадающими данными. - Максимальная температура рельса: Максимальная температура рельса повышается до диапазона, не более 18 - 20 K превышающего наружную температуру, причем максимальную температуру наружного воздуха возможно принять в виде 38°C. В отличие от распространенной до сих пор в верхнем строении пути – а также зафиксированной в своде нормативов – максимальной температуры для рельса в 65°C возможно указать 58°C в подтверждении соответствия требованиям безопасности для верхнего строения пути. Тем самым из расчета на минимальную температуру выброса пути в 20°C возможно исходить из эквивалентного повышения температуры в 38 K (= 58 K – 20 K). Рис. 9: Определение расчетного удлинения рельса Макс. изменение по длине Уравнительный стык рельса ΔLAB вследствие трогания / торможения ΔLKS вследствие усадки / ползучести ΔLkt due to temperature ΔL T вследствие температуры Укорочение ΔLAB вследствие трогания / торможения Удлинение Рис. 10: Продольное смещение и смещение по высоте на конце пролетного строения ΔSLM71 a ΔSLM71 ΔSHLM71 δ δh=Δx ΔS φ b δv=Δz φ h ü δv на неподвижной опоре +φ на неподвижной опоре на подвижной опоре Рис. 11. Закон сопротивления для рельса Величина силы сопротивления на единицу длины рельса kN/м Сопротивление рельсовых плетей угону (оценка) Рельс нагружен Сопротивление рельсовых плетей угону Рельс нагружен за счет 80 кН/м 60 50 40 30 Сопротивление продольному смещению Рельс не нагружен (замерзшее или твердое железнодорожное полотно) 20 Сопротивление продольному смещению Стабилизированный рельс, не нагружен 10 1 2 3 4 5 6 u in мм Относительное смещение рельса - Коэффициент безопасности Для учета на месте нахождения отклонений от температуры выброса пути, влияния со стороны тормозных усилий и накоплению усилий, а также воздействий со стороны более значительных боковых усилий необходимо исходить из коэффициента безопасности в зависимости от скорости согласно Таблице 1. - Подтверждение соответствия требованиям для мостов ΔTvorh = 122 K– (38 K+ 50 K+ 3K) = 31 K где - 38 K -температура рельса из расчета на температуру выброса пути - 50 K – коэффициент безопасности для высокоскоростного транспорта (HGV) v ≥ 230 км/ч - 3 K - удлинение рельсов в условиях железнодорожного транспорта +/– 92 N/мм2 Разность в 31 K (прибл. 30 K) возможно пересчитать в значение допустимого дополнительного напряжения в рельсах в виде 72 Н/мм2. В соответствии с этими выкладками в стандарте DIN-Fb 101 [2] допускаются следующие значения дополнительного напряжения в рельсах: - SchO: +92 Н/мм2 для усилий растяжения - 72 Н/мм2 для усилий сжатия - Безбалластный путь: +/– 92 Н/мм2 (Увеличение напряжения сжатия в FF – безбалластном пути – до 92 Н/мм2 возможно вследствие существенно более спокойной реакции безбалластного пути на выбросы пути.) Выбор подходящей системы моста Проектируя мост, необходимо уже на раннем этапе выбрать соответствующую систему моста. Системы мостов подразделяются при этом на одно- и многоэлементные системы пролетного строения с отдельными пролетными строениями или многопролетные системы с неразрезными балками. Принципиально следует выбирать длину системы пролетного строения так, чтобы по возможности не требовались уравнительные стыки рельсов. Уже здесь проявляется то, что согласование со специализированной областью верхнего строения пути рекомендуется осуществлять сразу же на начальном этапе. Для расположения уравнительных стыков рельса решающее значение имеет уравнительная длина LT моста. Уравнительная длина одноэлементного моста – это длина участков пролетного строения моста, замеренная от фиксированной точки или, соотв., нулевой точки движения до подвижного конца моста. Используя в качестве входных параметров длину моста и приняв решение о применении одно- или многоэлементного моста, теперь возможно вывести стандартные решения, которые не нуждаются в дополнительном расчетном подтверждении на базе взаимодействия между рельсами и мостами. Специальные конструкции Во избежание уравнительных стыков рельса в 70/80-е гг., когда сооружалось множество длинных мостов в рамках расширения судоходных каналов, которые находились в граничной зоне абсолютной деформации растяжения (60 м или, соотв., 90 м), были изобретены специальные конструкции, допускающие более значительную абсолютную деформацию растяжения. Самой распространенной из них является так называемый управляющий стержень МайераВунсторфа (Рис. 13), который представляет собой простое решение, поскольку оно является механическим. Посредством качающихся цапф, балансира и центрирующего стрежня центрирующая балка соединяется с нижней стороны с пролетным строением и устоем. Благодаря простому принципу рычага пролетное строение центрируется в середине так, что стальные мосты могут исполняться с абсолютной деформацией растяжения до 120 м вместо 60 м. Устой Устой Устой A Таблица 1. Интервал безопасности ΔT в зависимости от скорости движения V в км/ч < 80 100 120 140 160 > 230 > 230 ΔTSich 10 20 25 30 40 50 60 Рис. 12: Составляющая напряжения в подошве рельса UIC 60, 900 Н/мм² Длина пролетного строения Устой B Шов участка Шов участка Верхнее и нижнее напряжение 900 Управляющий стержень 800 700 Пояснения: доп. σ 470 Н/мм2, допустимое напряжение рельса (предел текучести составляет 90 % стат. надежности) 2 σA = σbD 205 Н/мм2, усталостная прочность подверженного коррозии рельса согласно экспериментальным данным Мюнхенского технического университета доп. σbD 160 Н/мм2, допустимая прочность на многократный изгиб σQ определенное растягивающее напряжение при изгибе у подошвы рельса от нагрузки на колесо Q при нагрузке на ось (рельс UIC 60 и балл состояния балластного слоя c = 100 Н/см3, σ= 0,2 ϕ) напр., 158 Н/мм2 при 21 т с v = 200 км/ч σT напряжение вследствие изменении температуры рельса, T = 50 K σE внутреннее напряжение рельса (вследствие качения) σU нижнее напряжение при испытании на усталостную прочность при многократных деформациях 600 470 500 400 доп. 335 310 300 Свободная составляющая напряжения с вычетом 20 Н/мм²= 92 Н/мм² 200 130 80 100 10 20 23 30 40 50 60 70 38 47 среднего напряжения 80 90 Рис. 13: Фрагменты управляющего стержня Майера-Вунсдорфа Методика расчета Упрощенный метод подтверждения соответствия требованиям Для одноэлементных пролетных строений при условии наличия - рельсов UIC 60 с прочностью на разрыв не менее 900 Н/мм2, - прямого рельса или радиусов рельса r ≥ 1500 м, - щебеночного железнодорожного полотна с бетонными шпалами B 70 W через интервалы не более 65 см или с аналогичным типом шпал как минимум того же веса, - щебеночного железнодорожного полотна с уплотненным щебнем не менее 30 см под шпалами, - абсолютной деформации растяжения согласно пункту 2.1 или при применении уравнительных стыков рельса подтверждения соответствия требованиям могут оформляться по упрощенной методике согласно стандарту DIN-Fb 101, Приложение K, раздел 2, без подтверждения дополнительного напряжения в рельсах. Это распространяется на более чем 90 % случаев применения в строительстве железнодорожных мостов. Усилия на опоре рассчитываются в соответствии со стандартом DIN-Fb 101, Приложение K. Смещения на подвижном конце моста вследствие транспортной нагрузки и процессов трогания/торможения подтверждаются согласно стандарту DIN Fb 101, Приложение K, пункт 2.1 1(P). Подтверждения общего действия для взаимодействия между рельсами и мостами Во всех других случаях необходимо проводить точные исследования на обобщенной системе моста (см. Рис. 14). 1 Рельс 2П ролетное строение (на рисунке показано отдельное пролетное строение с двумя пролетами и однопролетная балка) 3 Земляное сооружение 4 Уравнительный стык рельса (если имеется) 5 Нелинейные шпонки представляют собой продольную нагрузку / поведение рельса при смещении 6 Шпонки представляют собой жесткость K неподвижной опоры в продольном направлении с учетом жесткости основания, стоек , опор и т. д. Данные системы: - расчет проводится для зоны насыпи не более 90 м за концом соответствующего пролетного строения. - Для сопротивления рельсовых плетей угону и сопротивления рельсов продольному смещению берется соотношение согласно Рис. 9 с билинейной шпонкой. При нагруженных рельсах q принимается соответственно для нагруженных и ненагруженных рельсов, а при ненагруженных рельсах q принимается для ненагруженного рельса. Количество шпонок должно составлять десять штук на длину пролета моста и вдвое больше в зоне насыпи. В качестве альтернативного варианта шпонки могут моделироваться и за счет жестких на растяжение стержней между рельсом и пролетным строением, жесткость которых на изгиб путем итерационных расчетов выбирается так, чтобы со смещения больше 0,5 мм или, соотв., 2 мм жесткость на изгиб задавалась в виде нуля. Жесткость нижнего строения рассчитывается согласно Рис. 4 и учитывается упрощенно как шпонка на высоте опоры. Продольные усилия рельса и опоры из отдельных воздействий разрешается налагать в линейном направлении, однако предположение является консервативным. При дискретизации системы встает вопрос о том, достаточно ли принимать во внимание эксцентриситет между рельсом и шпалой, осью центра тяжести пролетного строения и осью опоры или даже более точные модели шпонок с учетом эксцентриситета между рельсом, нижней кромкой шпалы и верхней кромкой железнодорожного полотна моста, а также возможности деформации скручивания шпалы на щебне и изменения свойств самого щебня. Факторы влияния были исследованы и показали, что эксцентриситет между рельсом и осью центра тяжести, а также осью опоры пролетного строения при пустотелой коробчатой конструкции согласно типовому проектированию ведет к незначительным отклонениям, и тем самым им можно пренебречь. Принимаемый во внимание эксцентриситет в SchO, например, расстояние точки приложения силы щебня на шпале и расстояние оси центра тяжести рельса по отношению к точке приложения силы щебня на самой шпале, находится лишь в диапазоне расчетной точности, и тем самым им можно пренебречь. Факторы воздействия - Температура: для рассмотрения решающее значение имеют в первую очередь колебания температуры (Рис. 15a). Существенные показатели (до 6 % для пустотелой коробчатой конструкции) предоставляет в распоряжение температурный градиент в вертикальном направлении для пролетного строения (Рис. 15c), температурный градиент в горизонтальном направлении (Рис. 15b), а также температурный градиент в конструкции быка в продольном направлении вследствие одностороннего воздействия солнечных лучей. - Трогание и торможение: a) принятые нагрузки см. стандарт DIN Fb 101 b) при многорельсовых несущих конструкциях одновременное воздействие на один рельс торможения, а на другой рельс - трогания (при одно- и многорельсовых мостах при длине > 100 м может иметь решающее значение и принятая нагрузка торможения/ торможения) - Нагрузка вследствие Φ · LM71 (при многорельсовых мостах на оба рельса) - Ползучесть и усадка согласно стандарту DIN Fb 102 - Группа нагрузок: Lgr 11 или, соотв., Lgr 23, вкл. температуру согласно стандарту DIN Fb 101, Таблица 6.6 Рис. 14: Обобщенная система для точного исследования взаимодействия между рельсами и мостами 1 2 5 4 3 3 6 centre of gravity a b c Рис. 16. Ограничение смещения на конце пролетного строения Пролетное строение Устой Таблица 2 - Предельные значения для участков деформации на концах пролетного строения вследствие воздействия транспорта Проектная скорость ve Предельное значение δ ve < 160 kм/h δ3 = 5 мм 160 kм/h < ve < 230 kм/h δ3 = 4 мм ve > 230 kм/h δ3 = 3 мм > 25 м для всех ve δ3 = 9 мм 3 м < L < 25 м Между значениями применяется прямолинейная интерполяция. δL = δ3 + (L-3)*(δ 25- δ 3)/22, L [м] Расчетный пролет L крайнего пролета <3м Методика подтверждения соответствия требованиям (доп. напряжения в рельсах, деформация, опоры, безбалластный путь) Необходимо обеспечить следующие подтверждения: - Максимальные дополнительные продольные напряжения в рельсах в зоне моста и устоев - Подтверждения деформации a) Допустимое смещение на подвижной опоре вследствие трогания и торможения < 4 мм для сварного (бесстыкового) рельса или, соотв., уравнительных стыков рельса с одной стороны; < 30 мм для уравнительных стыков рельса с обеих сторон. b) Смещение в продольном направлении и направлении в высоту необходимо ограничивать согласно Рис. 16 (Lgr 11 только на одном рельсе). - В зависимости от описанных выше факторов Рис. 15. Температурные воздействия Таблица 3 – Пределы применения безбалластного пути (FF) Конструкция FF / мост ATD Система Züblin или, соотв., Rheda в упрощенном варианте Система Rheda на мостах Система Bögl на мостах до 10 м, а также засыпанные строительные сооружения X X X X Рама до 20 м X X X X до 25 м, а также засыпанные строительные сооружения – X X X Своды и ряды сводов X X X X > 25 м – – X X d воздействия (температура, транспорт, трогание и торможение) рассчитываются продольные усилия опоры. Задокументировать соответствующие подтверждения (DIN Fb 101, Приложение O). Обеспечить подтверждения для опор согласно стандарту DIN Fb 101, Приложение O, в сочетании с действующими нормативами. - Для безбалластного пути необходимо еще задокументировать подтверждения согласно разделу 4. Безбалластный путь на мостах TВлияние на конструкцию и на расчет размеров безбалластных путей на мостах оказывает в основном способ сооружения безбалластных путей. Поэтому по соображениям технологии строительства, а также технического обслуживания целесообразно применить сквозной способ сооружения безбалластных путей от свободного участка по мосту, не меняя способ сооружения. Тем не менее, наряду с отводом продольных усилий для применения безбалластного пути на мостах решающее значение имеет переход между мостом и свободным участком, а также между пролетами моста. Вследствие этого определяющим фактором для использования на мостах является, как правило, длина моста. Поэтому различают между безбалластным путем на коротких мостах и безбалластным путем на длинных мостах. Применение способа сооружения безбалластного пути зависит менее от отвода продольных усилий, чем от ограничения растягивающих напряжений в асфальтовых и бетонных несущих слоях или, соотв., в движениях бетонных плит на переходе между мостом и земляным сооружением вследствие прогиба под воздействием транспортных нагрузок. Принципиально для применения подходит большинство предлагаемых на рынке систем безбалластных путей как на коротких (lSt ≤ 25 м) насыпных, так и на коротких мостах, по которым движение транспорта осуществляется напрямую. Для применения на длинных мостах (lSt >25 м) , по которым движение транспорта осуществляется напрямую, системы безбалластных путей из асфальта не подходят с учетом возникающих продольных усилий. Безбалластный путь на коротких мостах Короткими считаются мосты с уравнительной длиной до 25 м. За счет такого ограничения уравнительной длины могут отводиться в продольном направлении от сварного (бесстыкового) рельса горизонтальные усилия вследствие торможения и / или трогания без превышения допустимых напряжения рельса в 92 Н/мм. Сварной рельс должен укладываться до 40м с выходом за конец моста. Плита верхнего строения пути размещается принципиально на „плавающей` опоре, т.е. с возможностью перемещения в продольном направлении через боковые направляющие блоки или продольную направляющую. Для приема боковых усилий на ребристой плите необходимо расположить направляющие опоры. Безбалластный путь на длинных мостах Длинными считаются мосты с уравнительной длиной от 25 м. На длинных мостах плиты верхнего строения пути должны быть соединены анкерами с пролетным строением для того, чтобы можно было отводить большую часть продольных усилий вследствие торможения и / или трогания через опоры моста так, чтобы оставшаяся в рельсе часть не превышала допустимое напряжение в рельсах (соединенная система мост-рельс). Для обеспечения оптимального техобслуживания плиты верхнего строения пути подразделяются на короткие плиты. Длина плит верхнего строения пути должна составлять от 4,00 до 5,50 м. По весу они должны обеспечивать возможность перемещения стандартными кранами и удаление воды в швах. Отвод продольных усилий берет на себя геометрическое замыкание между плитой верхнего строения пути и мостом, что реализуется за счет ребристой конструкции. Принципиально плита верхнего строения пути жестко соединена с пролетным строением, т.е. она размещается неподвижно в продольном и поперечном направлениях. Для неразрезных балок длину отдельных плит следует планировать так, чтобы соответствующие поперечные швы безбалластного пути находились по возможности над осями быков. Тем самым удлинение при растяжении в зоне опоры главной балки не передается в результате взаимодействия на плиту верхнего строения пути. В рамках способа сооружения безбалластных путей на мостах в особой степени учитывались требования, предъявляемые в плане строительства мостов, возможности кратковременной замены, удаления воды и ограничения прогибания. Частичные требования содержатся в модулях норматива RiL 804 и в каталоге требований для безбалластного пути (AKFF, по состоянию на 08/2002 г.) компании DB AG. Подтверждения соответствия требованиям для переходов мостов Подтверждения соответствия требованиям для переходов Рис. 17: Безбалластный путь на длинных мостахdown Рис. 18: Безбалластный путь на коротких мостах Рельсовое крепление с уменьшенным сопротивлением рельсовых плетей угону Безбалластный путь на мосту Переход пролетное строение/устой Зона пролетного строения Безбалластный путь на земляном сооружении Переход устой/ забутовка Переход безбалластный Зона устоя Пролетное строение Зона забутовки Устой Укрепленная цементом забутовка Безбалластный путь на мосту Переход на конце пролетного строения Рельсовое крепление с уменьшенным сопротивлением рельсовых плетей угону Забутовка в соответствии с особыми требованиями по технологии земляных работ, предъявляемыми к безбалластному пути на земляном сооружении Безбалластный путь на земляном сооружении Переход безбалластный путь на мосту/ безбалластный путь на земляном сооружении Переход к забутовке Зона забутовки Зона пролетного строения Пролетное строение Укрепленная цементом забутовка Устой Переход безбалластный путь на мосту/безбалластный путь на земляном сооружении Рельсовое крепление Анкерный блок Φ F1 F2 F3 Анкерный блок Компенсационная плита F1 F2 F3 Мост Мост Опора моста Рис. 19: Усилия опорных точек на безбалластном пути вследствие воздействия транспортных нагрузок между двумя пролетными строениями, а также между пролетным строением и устоем имеют, как правило, решающее значение для применения безбалластных путей. Ситуация с подтверждением соответствия требований На Рис. 19 приведены сведения, позволяющие сделать вывод об определяющих факторах вертикального смещения и кручения. Вертикальное смещение и кручение вызывают вертикальные усилия нажима на соседних опорных точках рельса моста и растягивающие усилия на опорных точках рельса устоя. При этом легко распознать, что вертикальное смещение оказывает намного больше влияния на усилия опорных точек. Такой вывод можно сделать непосредственно в связи с тем, что вертикальное смещение необходимо в основном отводить от обоих соседних опорных точек в качестве пары сил на максимальном расстоянии в 650 мм, в то время как при кручении дополнительные усилия распределяются по эластичной подушке рельса в конструкции безбалластного пути на более значительной длине и к отводу намного сильнее привлекаются расположенные дальше опорные точки рельса. Усилия опорных точек рельса определяются по жесткости поглощающего аппарата крепления и тем самым в значительной мере зависят от жесткости промежуточного слоя. Для стандартных опорных точек рельса (Ioarv 300 с Skl 15B и Zwp 104) допустимое растягивающее усилие составляет 12 кН. На стыках моста (= стыки между устоем и пролетным строением, а также между пролетным строением и пролетным строением) необходимо документировать подтверждения Рис. 20: Фрагмент компенсационной плиты, тип Stog для техники верхнего строения пути согласно немецким железнодорожным предписаниям (каталог требований для безбалластного пути, норматив Ril 804, дополнения к нормативу Ril 804 для „Подтверждения соответствия требованиям концов пролетного строения безбалластных путей“ и „Указания по подтверждениям пригодности к использованию на концах пролетного строения безбалластных путей“. Подтверждения должны оформляться как минимум в следующем объеме: - расчет напряжений рельсов, - расчет приподнимаемых усилий опорных точек рельса, вкл. подтверждение надежности положения элементов верхнего строения пути, - подтверждение максимальной осадки в опорных точках рельса, - подтверждение максимальных интервалов опорных точек рельса на стыках моста, - расчет боковых смещений вследствие зазора в опоре и температуры. В зависимости от результата этих подтверждений необходимо предусмотреть на стыках моста соответствующие специальные детали конструкции (особые опорные точки, компенсационные плиты, уравнительные стыки рельса и т. д.). Конструктивные возможности ограничения усилия опорных точек рельса - Установка специальных опорных точек рельса За счет установки специальных опорных точек рельса большой упругости возможно принимать большие растягивающие усилия до 27 кН. Недостатки заключаются в более высоких затратах на приобретение и в более сложном техобслуживании. - Установка компенсационных плит Существенную роль в связи с получением подтверждения соответствии требованиям играет вертикальное смещение. Его возможно, например, ограничить за счет устанавливаемых по оси опоры пролетного строения со стойками компенсационных плит между пролетным строением и устоем или, соотв., между двумя пролетными строениями. Компенсационные плиты являются перемещаемыми в продольном направлении, однако удерживаемыми в поперечном направлении малыми мостами бетонной, стальной или комбинированной стальной конструкции длиной около 6 м. Вертикальное смещение преобразуется в продольный наклон по длине компенсационной плиты. Остается одно лишь кручение, влияние которого однако может хорошо контролироваться. Компенсационные плиты относительно сложные в изготовлении, а тем самым дорогостоящие в качестве первичной инвестиции. В рамках техухода возникают дополнительные затраты на техобслуживание и поддержание исправного состояния. Как правило, с предлагаемыми на сегодняшний день решениями в большинстве случаев сопряжены также значительно более высокие расходы на техобслуживание. - Уменьшение выступа Выступ пролетного строения возможно, например, уменьшить и за счет того, что устой доходит почти до оси опоры. -П роект интегральных и полуинтегральных железнодорожных мостов В случае интегральных мостов (см. Рис. 1+2) как бык, так и устой соединяются с пролетным строением без швов и без опор монолитным и жестким на изгиб способом. В полуинтегральных сооружениях часть нижнего строения принимает нагрузки с мостового настила за счет конструкции опоры. Такие мосты применятся предпочтительным образом с быками большой высоты и при наличии строительного грунта, чувствительного к оседанию. Интегральные сооружения могут существенно снизить как первичные инвестиционные затраты, так и стоимость жизненного цикла (техосмотр, техобслуживание, поддержание исправного состояния, срок службы). Важными аспектами в этой связи являются отказ от требующих большого объема работ по техобслуживанию и склонных к повреждениям стыковых и опорных конструкций, применение сплошных поперечных сечений вместо пустотелых сечений и сокращение количества элементов основания. Отмена поперечных швах в мостовом настиле уменьшает также затраты на проектирование в процессе изготовления верхнего строения пути на мостах. Еще одно преимущество таких мостов заключается в том, что нижние строения с монолитной связкой участвуют в отводе тормозных нагрузок от железнодорожного сообщения в пропорции параметров жесткости (см. Рис. 21). Кроме того, отвод горизонтальных нагрузок в поперечном направлении осуществляется по короткому пути (по монолитной связке) без опоры в качестве промежуточной конструкции. Перспективы и обобщение Влияние билинейного соотношения напряжений и расширения и нелинейного расчета на результаты Расчетные варианты нагрузки от температуры, торможения и т. д. должны, конечно же, передаваться нелинейным образом. Линейное сложение расчетных нагрузок ведет, как правило, к консервативным результатам. Смена состояния ненагруженного щебеночного балластного слоя на нагруженный щебеночный балластный слой В случае с расчетным вариантом нагрузки от температуры, который, как правило, вызывает большие смещения (свыше 0,5 мм или, соотв., 2 мм), щебеночный балластный слой на мосту проваливается на многих участках. При этом согласно стандарту DIN-Fb расчетные нагрузки от температуры, торможения и прогиба рассчитываются и налагаются соответственно каждый для себя с нагруженным или, соотв., ненагруженным щебеночным балластным слоем. На самом же деле при нагрузках от торможения (и прогибания) в результате движения транспорта ненагруженное состояние сменяется нагруженным состоянием. При этом напряжения в рельсах иногда получают завышенную оценку, а усилия на опоре тем не менее не всегда учитываются так, как это соответствует действительности. Тем самым верхнее строение пути не включается в отвод нагрузок, а опоры испытывают повышенную нагрузку. Стальные / массивные мосты без уравнительных стыков рельса возможны и при более высоких параметрах абсолютной деформации растяжения. Сведения о максимальной абсолютной деформации растяжения (60 м для стальных мостов, 90 м для бетонных и комбинированных мостов) представляют собой зарекомендовавшие себя на практике значения, которые должны надежно учесть факторы влияния, обусловленные температурой, троганием с места и торможением, а также, естественно, и конструкцией пролетного строения (конструктивная высота, выступ строительного сооружения) наряду с различными параметрами рельса. За счет точного ведения документации о подтверждении соответствия требованиям возможно отказаться от уравнительных стыков рельса и на длинных мостах. Как правило, здесь возможно обеспечить дополнительную длину порядка от 12 до 20 %. Применение шпальных анкеров За счет применения стопорных колпачков или шпальных анкеров, напр., на критических переходах мостов, возможно увеличить сопротивление поперечному сдвигу. Таким образом при установке шпального анкера на каждой третьей шпале возможно увеличить нагрузку при продольном изгибе, а тем самым и возможные допустимые напряжения в рельсах прибл. на 10 %. Однако эти вспомогательные средства следует применять лишь в особых случаях, так как они оказывают очень отрицательное воздействие на механизацию процессов техобслуживания рельсов. Динамическое поведение несущей конструкции при торможении Замеры фактических параметров торможения груженых рудой поездов на мостах новых железнодорожных линий первого поколения показали отклонения между существующими на практике и определенными теоретически значениями дополнительного напряжения в рельсах с разницей между ними частично до 50 %. Отклонения возникали в результате следующих причин: - Моделирование жесткости нижнего строения / жесткости быков, в особенности при отклоняющихся моментах инерции между плитой оголовка и опорной точкой быка. - Модули упругости Е быка и основания: как раз в случае нагрузки от торможения проведенные на месте испытания показали, что дополнительные напряжения в рельсах зачастую переоцениваются по своей величине. Это зависит от того, что определенные в ходе обычных исследований грунта показатели грунта для скорее носящего импульсный характер действия нагрузки тормозного давления (< 0,5 с) оказались на самом деле выше и что в действительности не удалось активизировать необходимое для этого смещение и кручение. - Трение на опорах моста: анализ результатов тормозных испытаний на мостах показал недостачу горизонтальных усилий между быками и пролетными строениями, а в зоне затухания - быстрое уменьшение амплитуды смещения несущей конструкции. Это дает основание говорить о диссипативном характере влияния со стороны трения опор. Рис. 20: Фрагмент компенсационной плиты, тип Stog
