Современные научные исследования в дорожном и строительном производс

что в ней отсутствует активный силовой фактор в виде крутящего момента, приложенного к ведущим колесам, который обеспечивает поступательное движение машины.

Введя активный силовой фактор – крутящий момент на ведущих колесах и тяговое усилие Т, получаем вторую расчетную схему (метод 2), позволяющую учитывать перераспределение веса машины по осям при ее работе.

Также нормальные реакции опорной поверхности на колеса скрепера были рассчитаны по третьему методу, который учитывает активный силовой фактор в виде крутящего момента, но в отличие от предыдущих методов вес тягача и рабочего оборудования с грунтом не разделяются.

Результаты расчетов по трем методам представлены в таблице.

Результаты расчета реакции опор

Результаты расчетов показывают, что разброс в численном выражении R1 составляет 9 %, а R2 – 15 %. При сравнении аналитических методик (с приложением тягового усилия и без него) суммарная реакция численно не изменяется, а происходит ее перераспределение по осям машины.

Дальнейшее сравнение методик произведем относительно усилия резания, пересчитав их с учетом разницы максимальной и минимальной реакций. Для анализа выбираем горизонтальную реакцию на режущей кромке рабочего обору-

дования – Р1.

Определим Р1 при изменении реакции на передних колесах R1max = = 183,4 кН, R1min = 166,7 кН. Усилия резания при максимальной и минимальной реакци-

На рис. 1 приведены схемы силовой загрузки ЗТМ.

При сравнении усилий резания видно, что в зависимости от реакции на колесах усилие резания может меняться на 1,2 т.с., т.е. на 18 %. Анализ результатов показывает, чтоусилие резания возрастает при большей загрузке передней оси.

Рассмотрим, как разница в усилиях резания влияет на топливную экономичность. Для расчета выберем случай равномерного движения скрепера по горизонтальному участку. Следовательно, сопротивление движению скрепера будут оказывать: сила сопротивления качению колес и усилие резания. Они должны быть компенсированы тягой на ведущих колесах. Составим уравнение движения скрепера: Pk = P1 + Pf 1 + Pf 2 .

31

в

Рис. 1. Схема силовой загрузки ЗТМ: а – метод 1; б – метод 2; в – метод 3

Сравнение методик проведем на основе графиков зависимости нормальных реакций от загрузки скрепера (рис. 2, 3).

Рис. 2. Результаты расчетов нормальной реакции: а – передней оси скрепера; б – задней оси скрепера. 1 – метод 2; 2 – метод 3; 3 – метод 1

Рис. 3. Схема нагрузок, действующих на скрепер при равномерном движении по горизонтальному участку

32

При сравнении расходов топлива, полученных при расчетах, использующих различные методы вычисления нормальных реакций, разница в топливной экономичности получилась порядка 4 %. Это указывает на влияние метода определения нормальных реакций скрепера на технический уровень проектируемой машины.

На рис. 4 приведены результаты моделирования загрузки машины и тяги на реакции на колесах (см. графики).

а

б

Рис. 4. Зависимость реакций передней (а) и задней (б) осей от тяги ЗТМ

Как видно из графика, при увеличении силы тяги суммарная реакция не меняется, а происходит ее перераспределение по осям, загрузка передней оси.

Рассмотрим вариант, когда водитель по мере заполнения рабочего органа увеличивает тягу на ведущих колесах для сохранения равномерного движения машины (рис. 5).

Усилия резания оказывают значительное влияние на определение нормальных реакций на колесах скрепера, поэтому найдем зависимость горизонтальной реакции на режущей кромке рабочего органа от мощности двигателя и рабочей скорости (рис. 6, 7).

Определение зависимости усилия резания от подаваемой мощности двигателя является важным шагом, так как, зная зависимость Р1 = f(Ne), возможно произвести обратное действие: зная текущие обороты двигателя, и выбранную пере-

33

дачу, можно узнать мощность на ведущих колесах и соответственно, найти текущее усилие резания на кромке рабочего органа. Это, в свою очередь, позволяет определять параметры грунта, с которым работает машина на текущем участке в реальном времени, давая возможность оператору машины предпринимать корректные действия, которые бы позволили максимально увеличить отдачу от машины. Данные о типе и состоянии грунта могут передаваться управленческим кадрам, которые, благодаря более полной информации, могут принимать эффективные решения.

Рис. 5. Зависимость изменения реакций по мере заполнения рабочего органа и увеличения тяги на ведущих колесах

Также существенна связь усилий резания с рабочей скоростью ЗТМ. Зная зависимость Р1 = f(V), можно определить, насколько загружен скрепер при текущей скорости движения, и исходя из этих данных выбрать оптимальные обороты двигателя и передаточные отношения для обеспечения максимальной эффективности и экономичности машины.

Рис. 6. График зависимости усилия резания от мощности двигателя

34

Рис. 7. График зависимости горизонтальной реакции усилия резания от рабочей скорости

На рис. 8 приведена структурная схема для скрепера, позволяющая осуществить настройку на максимальную тяговую мощность, возможную при данных условиях копания грунта [3].

Рис. 8. Структурная схема системы автоматического регулирования скреперного агрегата: F1 и F2 – возмущения, действующие на звено буксования и скрепер

Применение в современном строительстве скреперов требует оптимизации его рабочих циклов и анализа удельных затрат при разработке грунтов, что невозможно без создания принципиально новых систем автоматического управления ЗТМ. Кроме того, помимо технологической существует и социальная предпосылка для автоматизации машин: человек освободится от монотонного и неинтеллектуального труда – управления машиной.

Для реализации задачи синтеза оптимального управления ЗТМ необходима разработка соответствующего программного обеспечения, включая логическую обработку данных.

35

Список литературы

1.Бузин Ю.М. К вопросу определения нормальных реакций опорной поверхности на колеса самоходной землеройно-транспортной машины // Строительные и дорожные машины. – 2009. – № 3. – С. 19–22

2.Тюрин Н.А., Бессараб Г.А., Язов В.Н. Дорожно-строительные материалы и машины: учебник для студентов высших учебных заведений. – М.: Акаде-

мия, 2009. – 304 с.

3.Кычкин В.И., Пугин К.Г. Системы контроля и диагностики строительных и дорожных машин с применением цифровой техники: учеб. пособие / Перм. гос. техн. ун-т. – Пермь, 2005. – 147 с.

36

ФУНДАМЕНТЫ ТРАНСПОРТНОЙ РАЗВЯЗКИ В г. КАЗАНИ

В.Е. Глушков, А.В. Глушков

Марийский государственный технический университет, Россия

В связи с предстоящим проведением Универсиады-2013 и чемпионата мира по футболу-2018 в г. Казани предусмотрено строительство 10 крупных транспортных развязок. В последние годы произошло резкое увеличение количества автотранспорта в городе, существующие улицы и проспекты не в состоянии пропустить через себя возросшие транспортные потоки.

Транспортная развязка на пересечении пр. Победы и ул. Р. Зорге в составе объекта «Большое казанское кольцо (26,9 км)», связывающая аэропорт с городом, возводится с участием ООО «Мостострой-12» (г. Н. Уренгой). Транспортная развязка запроектирована в двух уровнях из сборных железобетонных балок и мостовых опор.

Строительство транспортной развязки ведется на пересечении пр. Победы и ул. Р. Зорге в стесненных условиях на расстоянии 30–40 м от существующих зданий и сооружений. Учитывая сложные инженерно-геологические условия площадки, приняты безударные способы устройства фундаментов опор из набивных свай диаметром d = 1,2 м, длиной L = 14–24 м.

Использование набивных свай большого диаметра, исключающих отрицательное воздействие на соседние здания, сооружения и коммуникации, позволяет повысить несущую способность и надежность фундаментов при одновременном значительном уменьшении конечных осадок и их неравномерностей под фундаментами опор.

Набивные сваи выполняются с использованием обсадных труб буровой установкой фирмы «BAUER» (рис. 1). Перед установкой арматурного каркаса производится очистка забоя скважины при помощи ковшового бура (желонки). Разрыхленный грунт, не захватываемый лопастями, остается в скважине и уплотняется чаще всего укладываемой бетонной смесью. Бетонирование скважины ведется с использованием вертикальной колонны труб. Под каждую опору заложено 8–16 набивных свай смонолитным железобетонным ростверком (рис. 2).

В геоморфологическом отношении участок изысканий находится в пределах III–IV надпойменной террасы левобережья р. Волги. В геологическом строении площадки принимают участие аллювиально-делювиальные отложения верхнечетвертичного и современного возрастов, с поверхности перекрытые насыпными слоями. Сверху залегает насыпной грунт мощностью до 1,7 м, подстилаемый суглинками от полутвердой до текучепластичной консистенции; глинами туго- и мягкопластичными; супесью твердой и пластичной; песками мелкими и пылеватыми, маловлажными. Под острием набивных свай на глубине 13,75 м (опоры 5, 6) залегает супесь твердая, песчанистая, с ρ = 1,76 г/см3; φ = 24°; с = 39 кПа;

37

Е = 24,0 МПа. В основании набивных свай на глубине 23,65 м (опора 4) залегает песок пылеватый, маловлажный, с ρ = 1,86 г/см3; е = 0,560; Е= 18,0 МПа. Ниже, на глубине 25–30 м, встречены полутвердые глины пермского яруса. Подземные воды вскрыты скважинами на глубине 24,5 м.

Для уточнения расчетного сопротивления грунта под нижним концом набивных свай проводились штамповые испытания в забое скважины в соответствии с ГОСТ 20276–99 «Грунты. Методы полевого определения прочности и деформируемости» (рис. 3).

38

Для испытания грунтов в скважине использовался металлический штамп диаметром d = 325 мм, прикрепленный к колонне труб длиной 14,0–24,0 м, опускаемой в скважину (рис. 4). Площадь штампа составляет F = 829 см2.

Осадка S, мм

Рис. 5. Зависимость осадки штампа от нагрузки S = f(P): 1, 2 – в основании супесь твердая с φ = 24°; с = 39 кПа, Е = 24,0 МПа (опора 5, 6); 3 – в основании песок пылеватый, маловлажный с е = 0,560; Е = 18,0 МПа (опора 4)

Штамповые испытании проводились до предельной нагрузки Р = = 1,75…2,5 МПа. В опорах №5, 6 при давлении Р = 2,50 МПа осадка штампа составила 44,90–66,80 мм, упругие деформации при разгрузке составили 5,99–10,02 %, остаточные деформации соответственно 89,98–94,01 % (рис. 5). В опоре №4 при давлении Р = 1,75 МПа осадка штампа составила 73,10 мм, упругие деформации при разгрузке составили 3,70 мм (4,82 % от общей осадки штампа), остаточные деформации соответственно 73,10 мм (95,18 % от общей осадки штампа). Для обеспечения полного контакта штампа с основанием штамп задавливался на глубину 0,2–0,3 м ниже забоя скважины. Остаточные деформации развиваются при напряжениях, превышающих структурную прочность грунта, и отражают необратимые процессы деформирования грунта в забое скважины в плоскости острия набивных свай.

39

Суммарное усилие для погружения для обсадной колонны составляет 1,8–2,2 МН. Погружение обсадной колонны труб диаметром 1,2 м на глубину до 24 м происходит при предельном значении сил бокового трения грунта. Осредненное значение расчетного сопротивления грунта на боковой поверхности набивной сваи при этом составляет fср = 25,0…32,0 кПа.

Большое значение имеет вопрос достоверной оценки несущей способности и осадок набивных свай в сложных инженерно-геологических условиях. Расчет несущей способности набивных свай большой длины по действующим нормам дает завышенные результаты. Проведение статических испытаний набивных свай до нагрузок Р = 2,5…3,0 МН требует значительных материальных и трудовых затрат.

Одновременный учет прочностных и деформационных свойств грунта в расчетах напряженно-деформированного состояния оснований набивных свай был осуществлен в решении осесимметричной упругопластической задачи МКЭ с использованием программного комплекса PLAXIS. В качестве условия текучести при решении осесимметричной задачи было принято условие предельного равновесия Мора – Кулона. Учет собственного веса грунта проводился в виде начальных напряжений σz = γh; σr = ξγh; τxy = 0, деформированное состояние основания определялось только от внешней нагрузки на свайный фундамент. Результаты оценки напряженно-деформированного состояния в основании фундамента из набивных свай приведены на рис. 6–12. Расчетная осадка свайного фундамента при Р = 2,06 МН составила 17,44 мм.

Рис. 6. Зависимость осадки от нагрузки S = f(P) набивной сваи диаметром d = 1,2 м длиной (опора №6)

40