Совершенствование геометрических параметров упругих прутковых клемм

В.В. Михайлов

Сибирский государственный университет путей сообщения, Новосибирск

Оценка геометрических параметров упругих прутковых клемм, разработки СГУПС, выполнялось с использованием конечноэлементного комплекса Solid Works для многовариантного моделирования напряженно-деформированного состояния деталей и узлов промежуточного рельсового скрепления.

Программный комплекс SolidWorks предназначен для автоматизации работ на этапах конструкторской и технологической подготовки производства изделий любой степени сложности и назначения.

Основным элементом рельсового скрепления, определяющим его упругие характеристики, является прутковая клемма. Моделирование упругих прутковых клемм типа КН, изготовленных из пружинной стали 60С2А, проводились для половины клеммы с соответствующими граничными условиями. Для правильного расположения клеммы в пространстве использовался стенд, моделирующий подкладку и рельс. При расчетах модель клеммы была разбита на 40 тыс. элементов и содержала 60 тыс. узлов.

Для обеспечения стабильного положения бесстыковой плети относительно железобетонных шпал необходимо, чтобы погонное сопротивление продольному смещению плети составляло не менее 25 кН/м, что определяет усилие прижатия упругих клемм— 20 кН, используемое в расчетной модели.

На конструкцию упругих клемм и их - напряжен деформированное состояния оказывают влияние ряд геометрических параметров: диаметр прутка клеммы, радиус сопряжения участков клеммы и другие.

При рассмотрении параметров: диаметр прутка клеммы и радиус скругления прямолинейных элементов, были определены наиболее целесообразные значения данных геометрических характеристик упругой клеммы.

160

Стандартный радиус скругления является наиболее рациональным, так как при этом радиусе сочетаются оптимальные напряжения и перемещения в клемме.

Радиус скругления прямолинейных элементов оказывает большее влияние на параметр упругого хода, чем на напряженное состояние (рост на 7 %). Поэтому для увеличения данного параметра логично увеличить радиусы скругления, что вызовет не столь значительное — менее 2 % увеличение напряжения.

В дальнейшем планируется произвести расчет витковых упругих клемм с целью определения их напряженно-деформированного состояния и оптимальных геометрических параметров, к которым относятся такие характеристики клеммы, как количество витков, их диаметр и диаметр прутка и другие.

Расчет железнодорожного пути на прочность на основе численного моделирования

П.С. Труханов

Сибирский государственный университет путей сообщения, Новосибирск

Расчет железнодорожного пути на прочность имеет большое значение в условиях современного роста грузонапряженности, осевых нагрузок и скоростей движения поездов. В настоящей работе рассмотрены возможности применения при расчетах на прочность численной модели верхнего строения железнодорожно-

го пути, созданной в программном комплексе COSMOS/M. Рельс моделируется балочными конечными элементами,

подрельсовое основание — стержневыми элементами. В первую очередь была создана модель рельса на сплошном упругом основании. Задав характеристики балочного элемента, соответствующие рельсу типа Р65, и параметры стержневого элемента, соответствующие модулю упругости подрельсового основанияU = 110 МПа, по данной модели были рассчитаны максимальный прогибymax и изгибающий момент Mmax рельса. Сравнив результаты численного расчета и аналитического решения балки на сплошном упругом основании, были выбраны оптимальные размеры элементов модели.

Затем была создана модель рельса на дискретном основании (на шпалах), ведь именно такое опирание рельса существует в реальных условиях. Стоит учесть, что реальное подрельсовое осно-

161

вание работает при опускании рельса, а при подъеме — выключается, т.е. отлипает от балласта. Поэтому было проведено сравнение между собой уже трех моделей: на сплошном упругом основании, на дискретном основании без отлипания, на дискретном основании с учетом отлипания. Затем был произведен расчет рельсовой нити, используя реальные нагрузки подвижного состава, на примере нагрузки от тележки локомотива ВЛ80.

Всозданных ранее численных моделях рельсовой нити является возможным создать неровности в профиле, а именно создать неплотное прилегание шпал к балластной постели, что соответствует реальным условиям эксплуатации железнодорожного пути. Таким образом, был проведен расчет моделей рельсовой плети на прочность с учетом наличия пустот под шпалами.

Врезультате проделанной работы с помощью программного комплекса COSMOS/M были созданы конечно-элементные модели рельсошпальной решетки. Проведенное сравнение с аналитическим решением позволяет утверждать, что данные модели с достаточной точностью описывают изгиб железнодорожного рельса,

атакже позволяют учесть отлипание шпал от балласта, что вносит непосредственные изменения в результат расчета.

Также результаты показали, что при неплотном прилегании шпал к балласту изгибающий момент и напряжения в подошве рельса возрастают практически в2 раза, что необходимо учитывать при расчетах на прочность.

Восстановление температурного режима рельсовой плети в зоне алюминотермитной сварки

В.Г. Осипов

Сибирский государственный университет путей сообщения, Новосибирск

При восстановлении целостности рельсовых плетей бесстыкового пути при температурах рельсов вне расчетного интервала -за крепления возникает необходимость восстанавливать температурный режим в зоне производства сварочных работ. Существующими нормативами допускается разность температур закрепления соседних свариваемых плетей до5 ºС. Так как восстановить полностью

напряженное состояние сваренной плети без гидравлического натяжного устройства не удается, то предлагается восстанавливать

162

напряженное состояние в рельсах перераспределением продольных температурных сил после сварки за счет раскрепления участка плети определенной длины до заданного уровня несовпадения. Разни-

ца в напряженном состоянии участка плети в зоне производства сварочных работ и прилегающих к нему участков будет тем меньше, чем больше будет длина раскрепленного участка. Чтобы уменьшить объем работ по перезакреплению плети, можно ограничиться разностью фактических температур закрепления зоны сварки и прилегающих участков плети в 5 ºС, что будет соответствовать разности продольных сил примерно 100в кН. Исходя из этого условия определим минимальную длину раскрепления плети для выравнивания температурных напряжений в зоне сварки с прилегающими участками плети.

На рис. 1 приведены эпюры продольных температурных сил в зоне проведения сварочных работ до перераспределения и после перераспределения за счет раскрепления рельсовой плети на участке длиной min Lраск с вывешиванием плети на ролики. Минимальную длину раскрепления плети предлагается определять следующим образом. Вначале определяем температурную силу в прилегающих к месту производства сварочных работ концах рельсовой плети по известной формуле

где α — коэффициент линейного расширения рельсовой стали (α =

=1,18∙10-5 1/град); Е — модуль упругости рельсовой сталиЕ =

=2,1∙105 МПа; F — площадь поперечного сечения рельса, см2; Dt — разность между температурой рельса при закреплении плети и температурой при производстве работ по восстановлениюце лостности плети, °С.

Затем определяем длину дышащего участкаlд при продольной силе равной Nt и погонном сопротивлении p по формуле

Принимаем разницу в напряженном состоянии участка плети в зоне производства сварочных работ и прилегающих к нему участков плети равную N (максимум 100 кН). Далее приравнивая площади недостающей части эпюры продольных сил до и после

163

перераспределения, получим согласно рис. необходимую длину раскрепления рельсовой плети min Lраск.

Рис. Эпюры продольных температурных сил в рельсовой плети после проведения сварочных работ:

а) до перераспределения продольных сил;

б) после перераспределения продольных сил на длине min Lраск.

где lр. — длина ввариваемой рельсовой рубки.

Для контроля перераспределения продольных сил в рельсовой плети, определим расстояние lк от сваренного стыка до точки с максимальным перемещением плети во время перераспределения «К».

Величину перемещения плети в контрольной точке λ опреде-

к

лим по формуле

При проведении сварочных работ при температурах выше температуры закрепления плети перемещения будут происходить в сторону свариваемых стыков, а при производстве работ при тем-

164

пературах ниже температуры закрепления плети— в противоположную сторону, т.е. в направлении от стыков.

Полеченные формулы позволяют оптимизировать параметры перераспределения продольных сил для восстановления расчетного температурного режима рельсовых плетей после их сварки при различных значениях погонных сопротивлений рельсов и различных отклонениях температуры производства восстановительных работ от температуры закрепления плетей.

Предложения по технологии укладки, сварки и восстановления целостности рельсовых плетей бесстыкового пути

В.Г. Осипов

Сибирский государственный университет путей сообщения, Новосибирск

1.При принудительном вводе рельсовых плетей в оптимальную температуру закрепления, разрядке или регулировке напряжений необходимо ограничить применение инвентарных скользящих пар пластин в качестве опор с малым коэффициентом трения как малоэффективных. Рекомендуется применять в прямых участках пути горизонтальные ролики, а в кривых участках — комбинации из горизонтальных и боковых роликов, как создающих наименьшее погонное сопротивление перемещению рельсовой плети.

2.Применение гидравлических натяжных устройств(ГНУ) при растяжении рельсовых плетей необходимо дифференцировать в зависимости от плана линии. В ситуации, когда не удается снизить до достаточного уровня погонное сопротивление, рекомендуется комбинированное применение ГНУ, устройства для нагрева рельсов

иударные приборы. При принудительном вводе рельсовых плетей в оптимальную температуру закрепления стоит основная цель растянуть плеть до размеров, которые она имела бы в свободном состоянии при оптимальной температуре, а не фактическая температура рельсов. Каким образом мы растянем плеть — ГНУ или нагревом не имеет принципиального значения. Поэтому нецелесообразно огра-

ничивать применение ГНУ разностью температур рельсовых плетей всего в 10 оС. В соответствии с законом Гука, для компенсации разности температур рельсов в10 оС требуется растягивающее усилие всего 20 тс. ГНУ развивают усилия значительно больше. Поэтому

165

проблемы, возникающие при растяжении рельсовых плетей, в первую очередь связаны с очень большим погонным сопротивлением продольному перемещению плетей, при использовании так называемых скользящих пар.

3. При изложении методики восстановления расчетного напряженного состояния рельсовых плетей в зоне их сварки в пункте П.4.5 ТУ-2000, была допущена серьезная ошибка в определении величины растяжения раскрепленной части плети. Эта ошибка впоследствии была растиражирована в других нормативных документах и технологических процессах. Методика расчета в ТУ изложена таким образом, будто бы растягивать раскрепленную технологическую часть плети (150 м) при помощи ГНУ необходимо с усилием, равным температурной силе на прилегающих частях плети — Nt. Раскреплять участок плети (150 м) растянутый

с усилием Nt для того чтобы потом растянуть его с этим же усилием ГНУ, бессмысленно. Поэтому первоначально необходимо определить, с каким усилием должно тянуть ГНУ раскрепленный технологический участок, а затем уже рассчитывать длину анкерного участка и величину отката конца плети— l, после ее закрепления и снятия ГНУ.

Для того, чтобы в зоне производства сварочных работ восстановить растягивающую силу равнуюNt, необходимо предварительно раскрепленную технологическую часть плети длиной 150 м растянуть с усилием превышающем Nt на N. Значение N можно найти из следующего положения. Площадь эпюры избыточной продольной растягивающей силы на раскрепленном участке длиной 150 м должна быть равна площади эпюры недостающей продольной силы на участке сварки плети длиной lвст + lсв + 2lд. Т.е.

N(150 – lд) = Nt (lвст + lсв + lд).

После решения уравнения относительно N получим

N = Nt (lвст + lсв + lд) / (150 – lд).

Тогда усилие, которое должно развивать ГНУ будет равно

NГНУ = Nt + N.

Величина отката растянутого, а затем закрепленного конца плети, после снятия ГНУ определится как,

166

l = N2ГНУ /(2EFr).

Расчеты показывают, что реальное значение l почти в 4 раза больше, чем lд, а не равно ему, как это записано в ТУ-2000.

Длина раскрепляемой части плети lр для создания избыточных растягивающих сил в ТУ–2000 принята равной 150 метров, но она зависит от мощности применяемого ГНУ и температурной силыNt и не может быть произвольной. Чтобы реализовать поставленную

задачу, необходимо чтобы длина раскрепляемого участка плети при неограниченной возможности ГНУ была не менее

.

При ограниченной мощности ГНУ длина раскрепляемого участка должна быть не менее

.

В выше приведенных формулах — максимальное усилие, развиваемое ГНУ, а r — погонное сопротивление рельсовой плети перемещению вдоль пути.

Оценка качества функционирования участка железнодорожного пути

А.В. Балахонцев

Сибирский государственный университет путей сообщения, Новосибирск

Под качеством функционирования технической системы(ТС) обычно понимают степень приспособленности системы к выполнению ею своего основного назначения. Соответствующий количественный показатель называют показателем или критерием качества функционирования ТС. Вид показателя качества функционирования и его значение во многом определяются видом решаемой задачи, зависят от цели, которую при этом стремятся достигнуть.

С позиции ТС железнодорожный путь представляет собой систему, состоящую из ряда функционально связанных подсистем (элементов) и предназначенную для движения поездов.

В процессе эксплуатации системы в ней происходит эволюция, вызывающая изменение состояний. В каждом из состояний

167

система может выполнять заданные функции с определенным уровнем качества.

Обычно существует наибольшее значение качества функционирования k0 = const, соответствующее некоторой абстрактной системе, полностью работоспособной, с номинальными значениями всех параметров. Обычно удобно рассматривать нормированную случайную функцию K(t)/K0, принимающую значения в диапазоне 0–1.

Качество функционирования железнодорожного пути характеризует, прежде всего, максимальная скорость движения поездов Vmax, устанавливаемая в соответствии с нормативными документами. Также важной характеристикой является нормальная скорость движения V0 по перегону, устанавливаемая приказом начальника дороги. Среднее качество функционирования участка пути при наработке ti определится средневзвешенной скоростью на участке.

Характеризуя качество функционирования участка пути по надежности в зависимости от показателя скорости движения поездов, можно полагать, что километр пути находится в работоспособном состоянии, если скорость движения Vi > Vкр, и в неработоспособном состоянии, если Vi ˂ Vкр. В качестве критической принимается скорость, при которой нарушается график движения поездов и создается угроза безопасности движения, несмотря на снижение скорости.

Поскольку качество функционирования имеет смысл скорости движения поездов, а средний выходной эффект в интервале времени (t0, t0 + t) равен площади под графиком функцииКкр(t) изменения скорости.

Качество функционирования верхнего строения пути можно оценить по состоянию элементов. Состояние пути из условия обеспечения безопасного пропуска поездов по участку может быть охарактеризовано условным показателем качества функционирования К(t).

Представляя математическую модель, описывающую качество функционирования верхнего строения пути в процессе эксплуатации, элементами системы верхнего строения пути, будем рассматривать рельсы, шпалы, рельсовые скрепления, рельсовую колею.

В этом случае формула для оценки качества функционирования верхнего строения пути будет иметь вид:

168

K(ti) = δрPр (ti) + δшPш (ti) + δкPк (ti),

где Pр(ti), Pш(ti), Pк(ti) — соответственно вероятность нахождения рельсов, шпал, скреплений, рельсовой колеи в работоспособном состоянии к моменту наработки ti.

Значения весовых коэффициентов δi можно принимать одинаковыми, можно в разных пропорциях, но в любом случае необхо-

Процент негодных элементов скреплений определяется выборочным порядком путем детального обследования на каждом километре скреплений на двух 25-метровых звеньях (на бесстыковом пути — на двух отрезках пути длиной по25 м), произвольно выбранных в начале и середине километра. Процент негодных костылей и противоугонов учитывается с коэффициентом 0,6.

Накопление опыта использованной предложенной методики позволит уточнить значения весовых коэффициентов iδ. Для автоматизации расчетов следует использовать компьютерный вариант ведения технического паспорта дистанции пути.

С этой целью рельсошпалобалластная карта и5 таблица технического паспорта подлежит существенной доработке с исключением избыточной информации и добавлением нужной для комплексной оценки пути, планирования ремонтов и установлением допускаемых скоростей движения поездов.

Сварка рельсов стрелочных переводов к бесстыковым путям

А.А. Николаенко

Сибирский государственный университет путей сообщения, Новосибирск

Снижение динамических эффектов при прохождениипо движного состава по зоне стрелочного перевода достигается вваркой перевода в бесстыковой путь и сваркой стыковых зазоров на каждом переводе.

Геометрия стрелочных переводов такова, что применение в пути сварочных машин для электроконтактной сварки затруднено, поэтому для сварки стыка в зоне перевода применяется алюмино-

169

термитная сварка, выполняемая с использованием специальной оснастки.

В основе алюминотермитной сварки лежит химическая реакция, происходящая с большим выделением тепла между основными частями термитной порции(окись железа и высокочистый алюминий тонкого помола) после ее точечного поджога кислородом. К основным частям добавляются частицы стали, а также, в зависимости от свариваемого металла, различные легирующие добавки (C, Mn, Сr, V, Mo). В результате образуется сталь (необходимого для сварки качества) и шлак.

Ее сущность — получение металлов и сплавов восстановлением их окислов алюминием.

Fe2O3 + 2Al → Al2O3 + 2Fe + 760 кд

окись железа алюминий окись алюминия железо при температуре (шлак) 2 500 0 С

Алюминотермитная сварка рельсов может применяться для сваривания объемнозакаленных рельсов с рельсами, имеющими поверхностную закалку, а также с термическими неупроченными. При этом применяют термит повышенной прочности марки1200 (с временным сопротивлением литого металла 1200 кН/мм2). При сварке термическими неупроченных рельсов применяется термит обычной прочности марки 900.

Алюминотермитная сварка, как правило, производится при положительной температуре воздуха. При отрицательной температуре требуется дополнительный прогрев концов рельсов на длине 1 м от стыка.

Работы по алюминотермитной сварке производятся объединенной бригадой, в состав которой входят2–5 монтеров пути, руководимых дорожным мастером, и бригада из двух-трех специали- стов-сварщиков, имеющих сертификаты от фирмы производителя.

Перед началом сварочных работ в пути проверяется качество сварных соединений рельсов путем испытания статический поперечный изгиб 4-х контрольных образцов рельсов каждого типа(по 2 образца с растяжением в подошве и головке), сваренной бригадой сварщиков с применением данной партии термита. Испытания выполняются в рельсосварочном предприятии с участием производителя работ, представителя РСП, службы пути железной дороги, на

170

которой выполняется алюминотермитная сварка рельсов элементов стрелочных переводов, и представителя ВНИИЖТа. При положительном результате испытаний сварка рельсов этой партией термита может производится в течение2-х месяцев. В последующем должны производиться повторные испытания каждые два месяца.

В таблице приведены значения прочности и пластичности рельсов, сваренных термитом, при статическом поперечном изгибе.

Работы по сварке рельсов производятся на закрытом для движения поездов стрелочном переводе. При подготовке рельсов к сварке удаляется мазут и смазка со свариваемых поверхностей, стыковой зазор между торцами рельсов устанавливается размером24– 26 мм. Затем делается предварительное возвышение концов рельсов на 1,0–1,5 мм с целью компенсировать усадки сварного шва.

После постановки на стык и закрепление сварочных полуформ, приступают к предварительному прогреву концов рельсов подводящейся кислороднопропановой газовой смесью. Длительность прогрева составляет 2–8 мин.

Таблица

После завершении я подогрева стыка горелка снимается, над полостью формы размещается тигель с порцией термита и вводится высокотемпературный запал. Через несколько секунд, по мере прохождения реакции восстановления и легирования железоуглеродистого сплава, запорное устройство тигеля автоматически открывается, и жидкий металл заливается в форму по сечению рельса. Избыточный металл и шлак выливаются в специальные кюветы, имеющиеся у сварной формы.

Установленный гарантийный срок службы сварных стыков стрелочных переводов, выполненных алюминотермитным спосо-

171

бом, для рельсов Р65 составляет 100 млн т брутто пропущенного по ним груза.

Энергоэффективность режимов работы механизма сцепления движущего колеса с рельсом

А.П. Шиляков

Омский государственный университет путей сообщения, Омск

Механизм сцепления колеса с рельсом работает в очень сложных и специфичных условиях, на его работу влияет большое количество зачастую случайных факторов. Все это существенно затрудняет анализ процессов, происходящих в контакте колеса с рельсом, и получение количественной оценки потерь энергии, сопровождающих работу данного механизма. Одним из путей решения этой проблемы является метод энергетического баланса, позволяющий качественно оценить и пояснить процессы, характеризующие энергетику механизма сцепления.

Передача усилия в механизме сцепления колеса с рельсом сопровождается затратами энергии Qсц, которые идут на преобразование структуры и различные деформации материалов контактной пары и, в конечном итоге, приводят к изнашиванию поверхности катания бандажа колесных пар и рельсов. Величина этих затрат энергии определяется значениями скорости проскальзывания колеса относительно рельса и силы сцепления. Энергоэффективность механизма сцепления колеса с рельсом характеризует коэффициент полезного действия, который также зависит от скорости скольжения.

В свою очередь величина скорости скольжения Vск зависит от соотношения сил тяги Fк.д и сцепления Fсц и определяется уравнением боксования [1]:

где mвр — приведенная масса колесной пары и связанных с ней вращающихся частей; t — время.

Силы, входящие в правую часть уравнения(1), зависят не только от скорости колесной пары, но и в общем виде изменяются во времени. При этом в зависимости от стационарности парамет-

172

ров уравнения боксования можно получить несколько характерных моделей образования затрат энергии в механизме сцепления колеса с рельсом Qсц:

1. При неизменных значениях сил тяги и сцепления(Fк.д =

=const и Fсц = const). Этот режим работы механизма можно рассматривать как идеальный или крайне редко встречающийся при движении поезда по реальному рельсовому пути.

2.При возникновении и последующей ликвидации боксования одиночного колесно-моторного блока за счет перехода на -бо лее низкую позицию регулирования силы тяги (Fк. д = f (V, t) и Fсц =

=f (Vск)).

3.При изменении изменение коэффициента сцепления в ре-

зультате подачи песка под колесную пару или наезда на загрязненность на поверхности рельса, а также при вертикальных коле-

баниях конструкции локомотива (Fк.д = f(V), Fсц = f(Vск, t)). В этом случае изменяется форма и параметры характеристики сцепле-

ния, а тяговая характеристика остается неизменной.

Во всех трех моделях взаимодействие сил Fк. д и Fсц на восходящей ветви характеристики сцепления, когда скорость скольжения Vск не превышает 2 % от полной скорости колесной парыV, сопровождается затратами энергии Qсц, величина которые незначительна. Эти затраты энергии можно считать«продуктивными» — без них невозможна реализация тяговых усилий.

При переходе процесса на падающую ветвь характеристики сцепления, что является результатом развития процессов боксования колесной пары, потери энергии в механизме сцепления существенно возрастают, что отражается в снижении его КПД на величину

V0

где Vск1 и Vск2 — соответственно скорость скольжения в начале и в конце процесса развития боксования; V0 — скорость поступательного движения локомотива.

В этом случае большую часть затрат Qсц в механизме сцепления составляет «непродуктвная» составляющая, которая в пря-

173

мом смысле слова является потерей энергии. Снижение этой составляющей является основным путем для повышения энергоэффективности данного механизма.

При реальном движении локомотива и сила тягиFк.д, и сила сцепления Fсц постоянно находятся в процессе изменения в - ре зультате действия множества факторов как со стороны тягового привода, так и со стороны контакта колеса с рельсом. Поэтому реальная картина формирования затрат энергии будет значительно сложнее рассмотренных случаев. Однако и в этом случае можно утверждать, что увеличение скорости проскальзыванияVск, особенно сопровождаемое переходом на падающую ветвь характеристики Fсц(V), вызывает рост затрат энергии в механизме сцепления колеса с рельсом и негативно влияем на энергоэффективность всего локомотива.

2.5. Проектирование и расчет конструкций на основе новых нормативных документов

Золотое сечение в контексте симметрии и асимметрии в архитектуре

Г.М. Скуратовский

Сибирский государственный университет путей сообщения, Новосибирск

При проектировании зданий, в соответствии с их идейным замыслом, часто используется одно из важных средств архитектурной композиции симметрия или асимметрия. Симметрия в архитектуре — это закономерное расположение равных частей объем- но-пространственной формы, а асимметрия — понятие противоположное понятию симметрии. Симметрия и асимметрия здания органично связаны с тем или иным его пропорциональным решением. В этом контексте интересна иррациональная пропорция золотое сечение. (В строительстве, как правило, используют целочисленные значения золотого сечения: 2:3, 3:5, 5:8 и т.д.). Золотое сечение обеспечивает оптимальное, целостное, гармоничное построение архитектурной формы, отвечающее законам человеческого восприятия. В симметричных зданиях оно не нарушает строгой однозначности размещения деталей формы, определенной статичности архитектуры, а в асимметричных — динамичности, свободы и гибко-

174

сти композиции сооружения. Хорошими примерами здесь могут служить симметричная архитектура древнегреческого храма Парфенон (Афины, 447-438 гг. до н. э., архитекторы Иктин и Калликрат) и асимметричное решение Дворца национального конгресса в Бразилиа (архитектор О. Нимейер, 1960 г.), обусловленных законом золотого сечения. Парфенон поражает наше эстетическое чувство изысканно правильными соотношениями своих частей. Пропорции главного фасада Парфенона фиксируют центр здания. В его геометрии важную роль играет равносторонний треугольник с отношением высоты к основанию 5:8, т.е. треугольник, образующий фасад пирамиды Хеопса. Он определяет высоту и ширину портика, привязку его крайних угловых колонн, а также нижнюю плоскость абака рядовых колонн. Таким образом, высота и ширина главного, симметричного фасада Парфенона находятся в соотношении золотого сечения. Совершенно противоположные — экстравагантные и динамичные, но также функционально оправданные пропорции имеет дворец национального конгресса. В этой архитектуре золотое сечение соотносит ее асимметричные формы по осевой линии высотной части сооружения. Однако культа из золотого сечения делать не следует, так как существование различных пропорциональных отношений отвечает психике человека. Мы живем в сложном взаимосвязанном мире, где архитектурная форма должна органично вписываться в реалии человеческого бытия, когда идейный замысел, функциональная и эстетическая целесообразность, природная среда и многое другое определяют применение той или иной пропорции. Что касается использования симметрии и асимметрии в архитектуре, то и здесь необходимо помнить: они, как и золотое сечение, зависят, в конечном счете, от идейного замысла, реализованного в конкретных условиях человеческого бытия.

Приоритетные направления актуализации и гармонизации СНИП РК 3.01.01

А.К. Уразбеков

Научно-исследовательский институт развития путей сообщения, Астана, Казахстан

В Казахстане, с ее огромной территорией, именно железнодорожный транспорт объединяет в единый комплекс буквально все отрасли экономики и социальные структуры.

175

Распоряжением Комиссии Таможенного союза от15 июля 2011 г. № 710 утверждены технические регламенты:

–«О безопасности железнодорожного транспорта»;

–«О безопасности инфраструктуры железнодорожного транспорта»;

–«О безопасности железнодорожного подвижного состава»;

–«О безопасности высокоскоростного железнодорожного транспорта».

Этим обуславливается необходимость внесения изменений в нормативные документы, регламентирующие деятельность железнодорожного транспорта на всех этапах проектирования, модернизации, реконструкции и нового строительства.

Необходимость актуализации СНиП «Железные дороги» обусловлена, во-первых, сроком давности его разработки(более 10 лет), во-вторых, произошедшими реформами в области транспорта, прежде всего железнодорожного, на этапе становления рыноч-

ных отношений и функционирования предприятий различных форм собственности.

Если в промышленно развитых районах северной и центральной части страны основные задачи развития производственной базы железнодорожного транспорта заключаются в повышении технического уровня существующей магистральной сети, то в западных районах страны, наряду с улучшением технического оснащения существующей сети, предстоит продолжить строительство магистралей и развитие сети железнодорожного транспорта.

Кроме того у АО«НК «Казакстан темiр жолы» есть конкретные планы по повышению скоростей движения поездов на линиях обслуживающих международные коридоры, планируется строительство линии с высокоскоростным движением между столицей Астаной и городом Алматы.

Для эффективного функционирования железнодорожного транспорта в условиях повышения скоростей движения поездов необходимо проведение мероприятий по повышению надежности элементов верхнего строения пути и железнодорожных транспортных средств с учетом требований безопасности движения поездов, а также охраны окружающей среды.

176

Пересмотр требований СНиП выполняется с целью гармонизации их с действующими нормативными документами, а также с учетом внедрения в практику проектирования и строительства принципиально новых технологий, нового сформировавшегося экономического уклада в экономике Казахстана.

Внедрение новых Технических регламентов имеет важное концептуальное значение — делает легитимной дальнейшую работу по подготовке детальных стандартов, норм и правил строительства, их гармонизации с мировыми требованиями. При этом многие из них будут заимствоваться: «Международные стандарты должны использоваться полностью или частично в качестве основы для разработки проектов технических регламентов, за исключением случаев, если такое использование признано невозможным вследствие климатических и географических особенностей Казахстана, технических и (или) технологических особенностей или на иных основаниях». Кроме того должны учитываться социальноэкономические условия.

При пересмотре СНиП РК3.03–01 «Железные дороги колеи 1520 мм» необходимо учитывать те особенности, которые вызваны принадлежностью предмета нормирования двум областям технического регулирования: на транспорте и в строительстве.

Новые нормативные требования при расчете и конструировании деревянных конструкций

Л.С. Васильева

Сибирский государственный университет путей сообщения, Новосибирск

Основной нормативный документ по расчету и конструированию деревянных конструкций СП.64.13330.2011 (актуализированная редакция СНиП II-25-80) актуализирован впервые за 30 лет. За этот период произошли значительные изменения в области конструирования и расчета конструкций из древесины. Появились новые материалы из древесины, новые технологии подготовки древесины и изготовления деревянных конструкций, новые материалы и технологии защиты древесины от возгорания и биологических вредителей. Наиболее значительный прогресс претерпели узлы соединений деревянных элементов.

177

Первые изменения касаются общих положений. Область применения СП.64.13330.2011 (далее СП.64) распространена на проектирование деревянных конструкций (далее ДК) временных зданий и сооружений и не распространяется на проектирование фундаментов и свай. По новым нормам снято ограничение применения конструкций из клееной древесины при температуре окружающего воздуха выше35 ºС, но при условии влажности воздуха не менее 50 %.

Изменения, касающиеся применяемых материалов, сводятся, в основном, к введению классов условий эксплуатации и требованиям к влажности древесины в зависимости от температурновлажностных условий эксплуатации (классов). Приводятся характеристики нового материала — древесины слоистой из клееного шпона (LVL). Указаны виды клеев для склеивания древесины, LVL и фанеры в клееных ДК. Впервые даются рекомендации по используемым материалам в композитных конструкциях из клееной древесины и бетона.

Требования по расчету элементов ДК дополнены современной методикой расчета криволинейных участков клееных ДК, методикой проверки устойчивости плоской формы деформирования -из гибаемых элементов двутаврового и коробчатого сечений. Приводится отсутствовавший ранее метод расчета внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов на прочность по скалыванию. В рекомендации по расчету ДК по второй группе предельных состояний добавлены значения величин деформаций податливости для современных видов соединений.

Значительно расширен раздел по расчету соединений элементов ДК. Даются общие требования и методики расчета соединений на стержнях, вклеенных вдоль волокон и под углом к волокнам, соединений на вклеенных стальных нагелях.

В указаниях по проектированию ДК появились современные конструкции — балки композитного сечения и фермы на вклеенных связях.

178

Особенности напряженно-деформированного состояния ферм покрытий зданий с верхним поясом

из тонкостенных z-профилей

А.Н. Кретинин

Сибирский государственный университет путей сообщения, Новосибирск

При строительстве производственных, сельскохозяйственных, складских, торговых зданий пролетами до24 м в последние годы все чаще применяются такие виды конструкций, как легкие стальные тонкостенные конструкции, или ЛСТК. Как правило, такие конструкции находили применение только при сравнительно небольших пролетах (до 12–18 м) и, в подавляющем большинстве случаев, с шагом не более3–4 м. Причинами ограничений были, во-первых, небольшой сортамент производимых профилей, во-вторых, сложность проектирования таких конструкций.

Ситуация изменилась, когда появилась возможность использовать для строительных конструкций Z-профили с высотой сечения до 300 мм, изготавливаемые из стали толщиной до 3,5 мм с расчетным сопротивлением Ry до 390 МПа. Такие профили с 2011 г. прокатываются на заводе бельгийской компанииJoris Ide в г. СанктПетербурге на современном автоматизированном оборудовании, позволяющем, кроме прокатки, осуществлять перфорацию профилей необходимыми отверстиями.

Вслед за развитием производственной базы настал черед инженерной мысли реализовать возможность применения новых профилей. Так возникли главные задачи:

1.Необходимость создания поперечной рамы пролетом до 24 м

при шаге рам 6 м, высоте до 6 м, при расчетной нагрузке от снега 240 кг/м2 и нормативной ветровой нагрузке 38 кг/м2.

2.Необходимость разработки методики расчета, учитывающей возможность потери местной устойчивости тонкостенногоZпрофиля.

3.Необходимость разработки узлов сопряжения элементов ригеля и колонны между собой.

При решении первой задачи были проработаны несколько вариантов поперечных рам: бесшарнирная рама с затяжкой и ригелем

ввиде двух спаренных Z-профилей, бесшарнирная рама с затяжкой

179

иригелем в виде четырех спаренных в коробчатое сечение Z- профилей, двухшарнирная рама с жестким сопряжением ригеля и колонны и, наконец, жестко защемленные в фундаментах колонны

сшарнирно опирающимся на них ригелем в виде сегментной фермы с верхним поясом из спаренныхZ-профилей. Такой вариант, в отличие от первоначальных, позволил уменьшить изгибающие моменты в верхнем поясе фермы, так чтобы использовать Z-профиль практически как центрально-сжатый. Изгиб возникает лишь от приложения нагрузки вне узлов вследствие разреженной решетки, благодаря которой сокращается трудоемкость сборки таких ферм. Нижний пояс, работающий на растяжение, может быть выполнен как из обычных горячекатанных профилей(гнутосварные трубы, круглая сталь…), так и из гнутых оцинкованных профилей.

При решении второй задачи возник вопрос, какими нормативными документами пользоваться. Как известно, СНиП, либо СП «Стальные конструкции» позволяет лишь проверить на местную устойчивость отдельные элементы поперечных сечений, но не учитывают множество факторов, возникающих при реальной работе тонкостенных гнутых профилей. Нормы «Еврокод» подразумевают работу с так называемыми«рудуцированными» характеристиками сечений, которые определяются как для профилей, в которых произошла потеря местной устойчивости. В таком виде методика расчета сильно упрощается и позволяет подбирать сечения изгибаемых либо сжатых элементов. Однако если профиль имеет сложное напряженно-деформированное состояние, а верхний пояс разрабатываемой фермы как раз в таком состоянии, то воспользоваться данной методикой становится проблематично. Выход был найден в применении метода конечных элементов при нелинейной постановке задачи. Моделируется ферма при помощи оболочечных конечных элементов, задаются толщины, материалы

играничные условия, и программа итерационным методом определяет тот порог, который конструкция может выдержать, естественно, в пределах заданной нагрузки, если выдержала 100 % от приложенной расчетной нагрузки, значит, можно переходить к следующему этапу — экспериментальной проверке.

Разработка узлов конструкции заключалась в выборе типа соединения и проведении необходимых расчетов. Возможные типы соединений, используемые в ЛСТК, это, прежде всего, со-

180