Text
ЦАТЕЛЬСТВО
РАНСПОРТ
А.В.ФРАЙФЕЛЫ1
I J
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
КОНТАКТНОЙ
¥
Издание второе,
переработанное и дополненное
МОСКВА
«ТРАНСПОРТ*
1984
УДК 621.332.3.001.63
Фрайфельд А. В. Проектирование контактной сети.
2-е изд., перераб. и доп.-М.: Транс-
порт, 1984-327 с.
В книге рассмотрены методы проектирования кон-
тактной сети и воздушных линий электрифицированных
железных дорог, выбор типов контактных подвесок
и даны их расчеты, расчеты взаимодействия контактных
подвесок с токоприемником, расчеты и подборы поддер-
живающих, фиксирующих и опорных устройств, приве-
дены примеры расчетов и подборов различных элементов
контактной сети и воздушных линий.
1-е издание вышло в 1978 г.
Книга рассчитана на инженерно-технических работни-
ков, занятых проектированием, сооружением и эксплуата-
цией контактной сети и воздушных линий электрифициро-
ванных железных дорог, а также может быть полезна
студентам высших учебных заведений железнодорожного
транспорта.
Ил. 144, табл. 79, библио гр. 17 назв.
Рецензент инж. Э. М. Мазурский.
Заведующий редакцией Н. В. Зенькович.
Редактор И. К. Петушкова.
3602030000-075 ол
----------------97-84
049(01)-84
© Издательство «Транспорт», 1984
ОТ АВТОРА
За период со времени выхода в свет первого издания этой книги
были пересмотрены основные нормативные документы, утвержден
ряд новых ГОСТов и типовых проектов, проектно-изыскательские
институты начали применять Международную систему единиц
(СИ). Все это отражено во втором издании книги, в нем также уч-
тен опыт проектирования, сооружения и эксплуатации контактной
сети и воздушных линий, накопленный за последние годы. Кроме
того, введены дополнительные материалы, позволяющие облегчить
практические расчеты, и сведения, необходимые при дипломном
и курсовом проектировании. Переработаны и особые случаи расче-
тов, изложенные в § 23 и 29, написанных инж. Г. Н. Бродом. Изме-
нено название книги, так как в ней приведены материалы для про-
ектирования воздушных линий электрифицированных железных
дорог.
Наименования физических величин и их размерности в книге
приняты в соответствии с «Перечнем физических величин, подлежа-
щих применению в строительстве» (СН 528-80), введенным в дей-
ствие с 1 июля 1981 г. Опыт проектирования контактной сети пока-
зал, что силы наиболее удобно измерять в деканьютонах (даН),
вследствие чего эта размерность и принята в качестве основной.
Для измерения различных моментов за основную принята размер-
ность килоньютон-метр (кН -м), а для механических напряжений
и сопротивлений-мегапаскаль (МПа). В тех случаях, когда в нор-
мативных документах еще не применили систему СИ или заводы
в маркировке своих изделий используют прежние единицы и раз-
мерности, в книге указаны такие же обозначения.
Автор приносит глубокую благодарность инж. Г. Н. Броду, ока-
завшему большую помощь при переработке книги, и инж.
Э. М. Мазурскому, тщательно отрецензировавшему рукопись и вы-
сказавшему при этом много полезных замечаний.
Все предложения и отзывы о книге будут принята автором
с благодарностью. Их следует направлять по адресу: 107174, Мо-
сква, Басманный тупик, 6а, издательство «Транспорт».
ГЛАВА I
МЕТОДЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ РАЗЛИЧНЫХ УСТРОЙСТВ
КОНТАКТНОЙ СЕТИ И ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ
И РАСЧЕТНЫЕ УСЛОВИЯ
1. Общие положения
К устройствам контактной сети относят все провода контактных
подвесок, поддерживающие и фиксирующие конструкции, а также
опоры с деталями для их закрепления в грунте, а к устройствам
воздушных линий-провода различных линий (питающих, отсасы-
вающих, усиливающих, для электроснабжения автоблокировки
и прочих нетяговых потребителей и др.) и конструкции для их кре-
пления на опорах с контактной подвеской и на самостоятельных
опорах.
Устройства контактной сети и воздушных линий, подвергаясь
воздействиям различных климатических факторов (значительные
перепады температур, сильные ветры, гололедные образования),
должны успешно им противостоять, обеспечивая бесперебойное
движение поездов с установленными весовыми нормами, скоростя-
ми и интервалами между поездами при требуемых размерах
движения.
В отличие от других устройств электрифицированной железной
дороги контактная сеть практически не имеет резерва, что необхо-
димо учитывать в процессе проектирования, добиваясь возможно
более высокой надежности ее в условиях эксплуатации.
Проект контактной сети, в котором рассматриваются и воз-
душные линии, является одной из основных частей проекта элек-
трификации железнодорожного участка; его выполняют, соблюдая
требования и рекомендации руководящих документов по разработ-
ке проектов и смет для промышленного и железнодорожного
строительства, а также документов, регламентирующих эксплуата-
цию контактной сети и воздушных линий.
Проектные работы по электрификации железнодорожных линий,
строящихся или переводимых на электрическую тягу, а также при
усилениях и переустройствах на действующих электрифициро-
ванных участках выполняют транспортные проектно-изыскатель-
ские институты и дорожные проектные организации.
По каждому проекту электрификации новой линии назначается
главный инженер проекта, координирующий выполнение различных
разделов, отвечающий за качество проекта и все принципиальные
технические решения, а также за правильное определение сметной
стоимости строительства, технико-экономические показатели, со-
блюдение норм проектирования и установленных сроков разработ-
ки проекта. В процессе строительства главный инженер проекта
контролирует правильное выполнение проектных решений и согла-
4
совывает отдельные изменения, если в этом возникает необходи-
мость.
На каждый проект заказчиком (обычно Министерством путей
сообщения или управлением железной дороги) выдается задание на
проектирование, которое может выполняться в две стадии или в од-
ну. При двухстадийном проектировании первой стадией является
выполнение проекта электрификации участка и сводного сметно-
финансового расчета стоимости строительства, а второй-составле-
ние рабочей документации и смет. При проектировании в одну ста-
дию выполняется рабочий проект и сводный сметно-финансовый
расчет стоимости строительства.
В разделе контактной сети проекта устанавливают: расчетные
условия-климатические и инженерно-геологические; тип контакт-
ной подвески (сечение ее определяется в разделе электроснабжения);
длину пролетов между опорами на всех участках трассы; типы
опор, фундаментов, поддерживающих и фиксирующих конструкций;
схемы питания и секционирования; трассировку опор на станциях
и перегонах (для определения объемов работ); основные положения
по организации строительства и эксплуатации; потребности в ос-
новных оборудовании и материалах, оформляемые в виде заказных
спецификаций на оборудование, на изготовление которого требует-
ся длительное время, и ведомостей на остальное оборудование, ка-
бели, приборы, металл и важнейшие строительные материалы.
В состав рабочей документации по контактной сети включают:
планы контактной сети на станциях и перегонах; чертежи нети-
повых опор, фундаментов, узлов, конструкций и деталей; схемы не-
типовых сопряжений анкерных участков; планы самостоятельных
трасс питающих и отсасывающих линий; полную схему питания
и секционирования с расположением постов секционирования и па-
раллельного соединения подвесок путей; планы пунктов группиров-
ки секционных разъединителей (на станциях стыкования); схемы ди-
станционного управления разъединителями, рельсовых цепей
и групповых заземлений; чертежи прохода контактной подвески
в искусственных сооружениях и внутри электро депо; чертежи уста-
новки отсасывающих трансформаторов и других специальных
устройств; заказные спецификации; перечень примененных типовых
проектов.
В рабочем проекте, выполняемом обычно по типовым и повтор-
но применяемым индивидуальным проектам, приводятся: поясни-
тельная записка (с технико-экономическими показателями и обосно-
ванием проектных решений, а также с основными данными для
организации строительства); необходимые чертежи; объемы работ;
перечень используемых проектов (с указанием изменений и допол-
нений, вызванных привязкой к конкретным условиям) и сметная
документация.
При выполнении проекта по контактной сети должны быть из-
вестны следующие данные:
для установления климатических и инженерно-геологических
расчетных условий-сведения о средних и экстремальных темпера-
5
турах воздуха (желательно с распределением по суткам года), об
интенсивности гололедных и снеговых образований, о ветровых
воздействиях при наличии и отсутствии гололеда, о температурах,
при которых наблюдаются гололед и ветры, о расположении лесо-
защитных полос и не защищенных от ветра открытых мест; харак-
теристики грунтов на всем протяжении электрифицируемой линии
с указанием «больных» участков; сведения о наличии грунтовых
вод и их агрессивности, о степени загрязненности воздуха и о ме-
стах хранения горючих веществ и минеральных удобрений;
для выбора типа контактной подвески-ее сечение и марки про-
водов на ближайший период и на перспективу, максимальные
и длительные тяговые токи на отдельных элементах трассы, на-
ибольшие скорости движения различных поездов (существующие
и планируемые), сведения о наличии автоколебаний на воздушных
линиях, расположенных в районе электрифицируемого участка;
для выбора типов опор, фундаментов, поддерживающих и фик-
сирующих устройств, помимо указанных выше, нужно иметь еще
данные об усиливающих, питающих и отсасывающих проводах
и линиях электроснабжения для нетяговых потребителей (ЛЭП
6-10 кВ или ДПР), а также о других воздушных линиях и устрой-
ствах, которые будут крепиться на опорах контактной сети;
для трассировки контактной сети и воздушных линий на перего-
нах и станциях-подробный продольный профиль электрифицируе-
мой линии, данные о верхнем строении пути, точные места установ-
ки и габариты всех сигналов, сведения о конструкциях и габаритах
всех искусственных сооружений (существующих и намечаемых на
перспективу), а также о воздушных линиях, пересекающих железно-
дорожные пути или иначе влияющих на условия установки опор;
планы всех станций, разъездов и обгонных пунктов (желательно
в масштабе 1 :1000, но не менее 1 :2000) с указаниями о их
последующем развитии, перечнем путей, электрифицируемых в
различные периоды эксплуатации, схемами подземных уст-
ройств и коммуникаций, обозначениями мест расположения тя-
говых подстанций, электродепо, экипировочных устройств, постов
секционирования и параллельного соединения подвесок путей, пунк-
тов группировки, складов, а также других технических и служеб-
ных зданий;
для составления схем питания и секционирования дополнитель-
но к указанным выше данным-выписки из технико-распоряди-
тельных актов станций и сведения о местах нахождения постов
секционирования и параллельного соединения подвесок путей на
перегонах.
Перед разработкой рабочих чертежей перечисленные выше мате-
риалы уточняют и дополняют, например к планам станций (масш-
табом не менее 1 :1000) прилагают поперечные профили, в данные
о путевых переустройствах включают эпюры намечаемых подъемок
и сдвижек путей, на чертежах искусственных сооружений дают дета-
лировку отдельных элементов, связанных с креплениями конструк-
ций контактной сети, и т.д.
6
Если разрабатывается проект усиления, реконструкции или мо-
дернизации ранее электрифицированного участка, то необходимо
иметь все данные о существующей контактной сети.
Перед выполнением проекта по контактной сети для получения
некоторых из указанных выше данных производят соответствую-
щие обследования и изыскания.
При общем обследовании устанавливают строительно-мон-
тажные организации, которые будут вести работы, и их производ-
ственные возможности; определяют наличие путей подъезда к же-
лезной дороге для организации работ по сооружению контактной
сети «с поля»; выявляют участки трассы, особо подверженные голо-
ледным образованиям и ветровым воздействиям; отмечают сильно
снегозаносимые выемки и «больные» места земляного полотна; вы-
являют места расположения промышленных предприятий, загряз-
няющих атмосферу отходами производства, и складов мине-
ральных удобрений; устанавливают примерный объем работ,
необходимых для прокладки новых дорог, устройства мостов и га-
тей; определяют сроки работ, предшествующих электрификации,
и т.д.
В процессе топографо-геодезических изысканий производят съем-
ки трасс подземных коммуникаций; если нет планов станций,-то
съемки их путевого развития; выполняют съемки переходов через
железнодорожные пути ЛЭП и других воздушных линий, самостоя-
тельных трасс питающих и отсасывающих линий, площадок под де-
журные пункты контактной сети и другие сооружения и т. д.
При инженерно-геологических изысканиях выявляют качество
грунтов в местах установки опор, уровень грунтовых вод и их
агрессивность, глубину промерзания и др.
Обычно такие обследования и изыскания выполняют один раз
до начала проектирования, но если имеется* возможность, то при
проектировании в две стадии перед разработкой рабочих чертежей
нужно произвести дополнительные изыскания с целью уточнения
условий, необходимых для выполнения рабочих чертежей с высо-
ким качеством.
При проектировании контактной сети широко используют ти-
повые проекты отдельных ее устройств, «привязывая» последние
к конкретным условиям установки. Типовое проектирование осу-
ществляют государственные проектно-изыскательские институты
«Трансэлектропроект» и «Гипропромтрансстрой». Типовые проекты
разработаны почти для всех конструкций, узлов и деталей контакт-
ной сети, их применение существенно ускоряет и удешевляет проек-
тирование контактной сети, а также ее сооружение и эксплуатацию.
2. Методы проектирования
Расчеты всех конструкций контактной сети должны выполняться
по методу расчетных предельных состояний. Этот метод предусма-
тривает производство расчетов на такие (предельные) состояния,
когда конструкция перестает удовлетворять предъявляемым к ней
требованиям эксплуатации. Расчеты осуществляют по одному, двум
или трем предельным состояниям. Первое предельное состояние ха-
рактеризует несущую способность конструкции, т. е. ее прочность,
устойчивость и выносливость; второе - возможные деформации,
перемещения и колебания конструкции; третье-подверженность
конструкции образованию трещин.
При расчетах конструкций по первому предельному состоянию
должно, выполняться условие
^-^max ^min > 0 )
где ZNmax-суммарные максимальные внешние воздействия;
Фт.п-минимальная несущая способность конструкции.
В расчетах по второму предельному состоянию проверяют
условие
х
ДОП’
(2)
где Дтах-максимальная деформация или перемещение;
Лдоп~ допускаемая деформация или перемещение.
Расчеты металлических конструкций контактной сети всегда вы-
полняют по первому, а иногда и по второму предельному состоя-
нию. Железобетонные конструкции рассчитывают еще и по третье-
му предельному состоянию (трещиностойкости).
Для практических расчетов по методу предельных состояний
должны быть известны установленные нормами коэффициенты
безопасности К, перегрузки и, условий работы пг и сочетаний пс.
Коэффициент безопасности К характеризует возможное умень-
шение сопротивления данного материала. Таким образом, расчет-
ное сопротивление Ri деформации i определяется делением установ-
ленного нормативного сопротивления Rj на коэффициент безопас-
ности К 1:
К = R?/K. (3)
Коэффициент перегрузки п характеризует увеличение норматив-
ной нагрузки из-за возможных в эксплуатации отклонений от нор-
мальных условий при повторяемости климатических факторов
в установленное число лет. Таким образом, расчетная нагрузка Nj
определяется произведением нормативной нагрузки Nf на коэффи-
циент перегрузки и > 1:
Nj = nNf. (4)
Например, в СНиП П-6-74 для гололедных нагрузок рекомен-
дуется п = 1,3, а в ВСН 141 для ветровых нагрузок приводится п ==
= 1Д.
Коэффициент условий работы т 1 характеризует особенности
работы данной конструкции в общем комплексе. Например, соглас-
но ВСН 141 эти коэффициенты составляют: для фиксаторов и фик-
8
саторных кронштейнов 0,85; анкеровочных устройств и анкерных
болтов 0,75; стяжных болтов, работающих на растяжение, 0,65.
।Коэффициент сочетаний пс 1 вводят в расчеты при одновре-
менном действии нескольких кратковременных (см. § 5) нагрузок
для учета несовпадения их максимальных значений. Значение коэф-
фициента сочетаний принимают в пределах 0,8-0,9, если нет основа-
ний для применения более низкого значения.
I Расчеты по первому предельному состоянию на прочность,
устойчивость и ограничение чрезмерных пластических деформаций
выполняют применительно к упругой стадии работы материала ис-
ходя из расчетных нагрузок, а на выносливость-исходя из норма-
тивных нагрузок. Расчеты по второму предельному состоянию вы-
полняют на нормативные нагрузки также применительно к упругой
стадии работы материала. Расчеты по третьему предельному со-
стоянию в зависимости от характера влияния трещин на условия
' эксплуатации выполняют исходя из нормативных или расчетных
нагрузок.
Расчет на растяжение какого-либо элемента конструкции по
- первому предельному состоянию можно выполнить по условию
' max mRpSWT, (5)
где iVpmax-максимальная расчетная растягивающая сила;
Яр-расчетное сопротивление растяжению;
SHT-площадь поперечного сечения элемента нетто (с учетом возможного
ослабления).
Аналогичный расчет на изгиб осуществляют по условию
| -^max Жнт» (^)
где Мтах~максимальный расчетный изгибающий момент от внешних сил;
Ки-расчетное сопротивление на изгиб;
Жнт-момент сопротивления элемента нетто (с учетом возможного ослабле-
ния).
Расчет на устойчивость при центральном сжатии выполняют
по условию
-^стах фШ.Ис§5р> СО
где Л стах-максимальная расчетная сжимающая сила;
ф-коэффициент продольного изгиба;
Яс-расчетное сопротивление на сжатие,
S6p-площадь поперечного сечения элемента брутто (без учета возможного
• . ослабления).
При расчетах по методу допускаемых напряжений определяют
напряжение о в расчетном элементе и сравнивают его с допус-
каемым [а]:
I <5 < [ст] = ©пр/к,, (8)
где стпр-предельно допускаемое напряжение;
к3-номинальный коэффициент запаса- прочности.
9
В расчетах проводов и тросов в качестве оПр принимают вре-
менное сопротивление разрыву авр, умноженное на поправочный
коэффициент, учитывающий возможное снижение овр (для прово-
дов контактных подвесок и воздушных линии этот коэффициент
может быть принят равным 0,95). Выполняя расчеты всех проводов
(кроме контактных и поперечных несущих тросов гибких попере-
чин), для медных, бронзовых, сталемедных и алюминиевых прини-
мают к3>2; для контактных и сталеалюминиевых проводов к3 ^
2,5, а для стальных тросов к3 3. При расчетах поперечных несу-
[х тросов для бронзовых и сталемедных проводов принимают
к3 > 3, а для стальных тросов к3 > 4. Рассчитывая стальные
конструкции, в качестве апр принимают обычно предел текучести
сгт, а коэффициент запаса к3 = 1,5.
Выражение (5) можно представить в виде
Ra
nNu^m—— SHT.
z К нт
Приняв Rp — оПр и выполнив соответствующие преобразования,
это выражение можно привести к виду
п < сГпр/Л, (9)
где ^ — пК/тп.
Сравнивая условия (8) и (9), видим, что расчет по первому пре-
дельному состоянию более полно раскрывает возможности работы
материала, чем расчет по допускаемым напряжениям; расчеты по
второму, а для железобетонных конструкций и по третьему пре-
дельным состояниям дают дополнительные гарантии надежной ра-
боты рассчитываемой конструкции в эксплуатации.
При проектировании контактной сети в тех случаях, когда необ-
ходимые для расчетов по методу предельных состояний коэффи-
циенты К, п, т и пс установлены соответствующими нормами, рас-
четы выполняют по этому методу. Если же указанные коэффи-
циенты еще не определены, то расчеты производят по методу
допускаемых напряжений, используя номинальный коэффициент за-
паса прочности к3. Расчеты типовых железобетонных опор, ригелей
и всех конструкций для закрепления опор в грунте выполняют по
методу предельных состояний, а типовых металлических опор, кон-
солей, кронштейнов и фиксаторов-по методу допускаемых напря-
жений. Последний используется также при расчетах проводов
и тросов.
В практике, проектирования контактной сети многие конструк-
ции не рассчитывают, а лишь подбирают типовые, «привязывая» их
к местам конкретной установки. Если расчеты этих конструкций
выполняли по методу допускаемых напряжений, то подбор всегда
производят по нормативным нагрузкам. Если же расчеты выполня-
ли по методу предельных состояний, то подбор, как правило, про-
изводят по расчетным нагрузкам, но в отдельных случаях по нор-
мативным нагрузкам.
10
Подбор отдельных конструкций иногда выполняют без допол-
нительных расчетов только в соответствии с теми условиями, в ко-
торых они будут работать. Например, консоли и фиксаторы подби-
рают из имеющихся типовых конструкций в зависимости от того,
будут ли они установлены на промежуточных или переходных опо-
рах, на прямых участках пути или в кривых и т.д. (см. гл. VIII).
3. Расчетные климатические условия
Расчетные климатические условия принимают на основании со-
ответствующих нормативных документов и долголетних наблюде-
ний метеорологических станций, расположенных в непосредствен-
ной близости от железной дороги, для которой выполняется
проектирование контактной сети и воздушных линий. Желательно
эти данные получить не только от железнодорожных метеорологи-
ческих станций, но и от станций других организаций. Следует
учесть опыт эксплуатации существующих в данном районе линий
электропередачи и связи, а. также наблюдения местных работников
и жителей. Однако все полученные значения нужно учитывать толь-
ко в тех случаях, когда они превышают указанные в нормативных
документах.
Поскольку воздействия климатических факторов носят слу-
чайный характер, то для определения их пределов и обусловленных
ими нагрузок применяют вероятностно-статистические методы.
В нормативных документах приводится повторяемость различных
климатических воздействий не реже одного раза в определенное
число лет, которая должна учитываться в расчетах по определению
нормативных нагрузок.
Основными нормативными документами для установления рас-
четных экстремальных температур воздуха, интенсивности голо-
ледных и снеговых образований, а также ветровых воздействий
являются СНиП II-6-74 (Нагрузки и воздействия), СНиП П-А.6-72
(Строительная климатология и геофизика), ГОСТ 16350-80 и раз-
личные ведомственные инструкции и технические указания. По-
скольку некоторые воздействия в СНиПах указаны для повто-
ряемости не реже одного раза в 5 лет, а при расчетах контакт-
ной сети принимают повторяемость не реже одного раза в 10 лет,
то ниже приводятся данные для обеих указанных повторяемостей.
Наиболее неблагоприятные условия работы отдельных кон-
струкций контактной сети могут возникнуть при различных сочета-
ниях климатических факторов во время монтажа и эксплуатации
этих конструкций. Указанные сочетания могут складываться из
четырех основных компонентов: минимальной температуры возду-
ха, максимальной температуры воздуха; максимальной интенсив-
ности гололедных образований на проводах и массы снега на
поддерживающих устройствах; максимальной скорости ветра. Од-
нако принятие в качестве расчетных самых неблагоприятных соче-
таний (например, наличие гололедных образований при минималь-
х И
Таблица 1
Повторяемость х Толщина стенки гололеда, мм, в районах
I II III IV V
Не реже 1 раза в 5 лет Не реже 1 раза в 10 лет Не менее 3 5 5 10 10 15 15 20 Не менее 20 25 и более
ной температуре воздуха в условиях эксплуатации или максималь-
ной скорости ветра при монтаже) приведет к неоправданному
усложнению и удорожанию конструкций. Поэтому на основании
многолетнего опыта эксплуатации контактной сети в качестве рас-
четных приняты следующие режимы:
минимальной температуры без учета дополнительных нагрузок
от гололеда и ветра;
максимальной температуры при отсутствии ветровых воздей-
ствий;
максимальной интенсивности гололедных образований с одно-
временным воздействием ветра;
максимальной скорости ветра без гололедных образований.
В отдельных случаях в режиме минимальной температуры
учитывают подъем проводов токоприемниками, а в режиме макси-
мальной температуры-нагрев проводов тяговыми токами.
При отсутствии долголетних наблюдений, выполненных метео-
рологическими станциями, расположенными вблизи проектируемой
линии, или недостоверности таких данных в расчетах контактной
сети обычно принимают максимальную расчетную температуру
+ 40 °C, а минимальную — 50 °C в северной и северо-восточной ча-
стях европейской территории СССР, — 40 °C в ее средней и северо-
западной частях и — 30 °C в южных и юго-западных районах
СССР.
Для определения нормативных нагрузок от гололедных образо-
ваний вся территория СССР разделена на пять районов, в которых
толщину стенки гололеда принимают в соответствии с данными,
приведенными в табл. 1. При этом условно считают, что гололед
имеет цилиндрическую форму и плотность 900 кг/м3.
- Границы районов с различной интенсивностью гололедных
образований устанавливают по картам, приложенным к СНиП
П-6-74. В районе V, а также в горных и малоизученных местностях
с различными районами гололедности толщийу стенки гололеда
допускается определять на основании специальных обследований
и наблюдений. Значения, приведенные в табл. 1, даны для проводов
диаметром 10 мм, расположенных на высоте 10 м от поверхности
земли. В других условиях определять расчетную толщину стенки
гололеда следует, умножая данные табл. 1 на поправочные коэффи-
циенты:
при диаметрах провода 5, 20 и 30 мм-соответственно на 1,1; 0,9
и 0,8;
12
Таблица 2
Повторяемое гь Нормативная распределенная поверхностная нагрузка, Па, в ветровых районах
I II III IV V VI VII
Не реже 1 раза в 5 лет Не реже 1 раза в 10 лет 265 392 343 392 441 490 540 637 686 785 834 981 981 1226
при высоте о г поверхности земли 5, 20 и 30 м-соответственно
на 0,8; 1,2 и 1,4.
Для промежуточных значений диаметров и высот поправочные
коэффициенты могут быть найдены линейной интерполяцией.
Температура воздуха при гололеде принимается равной:
— 15°С в горных районах с отметкой выше 2000 м;
— 10 °C в горных районах с отметкой от 1000 до 2000 м и на
территории к востоку от Енисея, за исключением береговой полосы
океанов и морей (шириной 100 км, но не далее, чем до ближайшего
горного хребта);
— 5 °C для всей остальной территории СССР при высоте соору-
жений до 100 м.
Для определения нормативных нагрузок от ветровых воздей-
ствий вся территория СССР разделена на семь районов, различаю-
щихся нормативными распределенными поверхностными нагрузка-
ми (ранее применяли термин «скоростной напор») с границами,
указанными на карте, приложенной к СНиП II-6-74. При пользова-
нии этой картой в местах, прилегающих к границам ветровых райо-
нов, распределенные поверхностные нагрузки следует принимать на
ширине до 100 км по большим значениям нагрузок.
Нормативные распределенные поверхностные нагрузки в раз-
личных ветровых районах приведены в табл. 2.
Данные в табл. 2 приведены для высоты расположения прово-
дов над поверхностью земли до Юм. При другой высоте эти
данные следует умножать на поправочные коэффициенты, ука-
занные в табл. 3. Для промежуточных значений высот поправочные
коэффициенты могут быть определены линейной интерполяцией.
Нормативные скорости ветра, рассчитанные применительно
к данным табл. 2, приведены в табл. 4 (округление до 1 м/с).
Tаблица 3
Тип местности Поправочные коэффициенты при высоте над поверх- ностью земли, м
10 20 40 60
Степи, лесостепи, пустыни, открытые побережья морей, озер и др. Города,, лесные массивы и другие местности, равно- мерно покрытые препятствиями высотой более 10 м 1,00 0,65 1,25 0,90 1,55 1,20 1,75 1,45
13
Т а б л и ц а 4
Повт оряемость Нормативная скорость ветра, м/с, в районах
I II III IV V VI VII
Не реже 1 раза в 5 лет 21 24 । 27 : 30 33 37 40
Не реже 1 раза в 10 лет 25 25 ! 29- । 32 36 40 45
Температуру, при которой в расчетах контактной сети учиты-
вают максимальную нормативную скорость ветра (если нет досто-
верных метеорологических наблюдений), принимают равной 4- 5 °C.
При определении длин пролетов между опорами контактной се-
ти (см. гл. III) повторяемость ветровых воздействий принимают не
реже одного раза в10 лет. В расчетах по статической методике (см.
§ 10) для учета порывистости ветра, которая не принимается во
внимание при установлении нормативных скоростей ветра, рас-
четные скорости ветра определяют, умножая нормативные коэффи-
циенты на поправочные, значения которых зависят от условий
трассы, где проходит контактная подвеска. Эта условия трассы мо-
гут быть представлены тремя вариантами, которым соответствуют
следующие поправочные коэффициенты:
Открытые незащищенные места 1,15
Поймы рек, возвышенности и перевалы, резко выделяющиеся
над окружающей местностью, прибрежная полоса озер и во-
дохранилищ в пределах 3-5 км, горные долины, имеющие нап-
равление, совпадающее с направлением господствующих ветров
и пересекаемые железной дорогой; насыпи, мосты и эстакады
высотой от 5 до 25 м 1,25
Насыпи, мосты и эстакады высотой более 25 м 1,35
Расчетные скорости ветра в соответствии с указанными условия-
ми трассы приведены в табл. 5 для всех ветровых районов (округле-
ние до 1 м/с).
В случае расположения контактной сети в местах сплошной за-
стройки и высоты зданий не ниже высоты контактных проводов,
в лесных массивах, не подлежащих вырубке, а также наличия снего-
защитных полос вдоль железной дороги с деревьями, высота ко-
торых превышает высоту подвески контактных проводов, и в выем-
ках глубиной более 6 м скорость ветра следует уменьшать на 5%.
Если необходимо учесть ветровые воздействия на провода,
Таблица 5
Поправочный коэффициент Расчетные скорости ветра, м/с, в районах
I и II III IV V VI VII
1,15 29 33 37 41 46 52
1,25 31 36 40 45 50 56
1,35 34 39 43 49 54 61
14
покрытые гололедом, нормативную скорость ветра принимают
равной 60% значений, приведенных в табл. 5, но не менее 20 м/с для
всех гололедных районов, кроме I и II.
В расчетах по динамической методике (см. § 10) расчетную ско-
рость ветра определяют как
Гр = t>„ - 0,238 In z/z0 = »иКд, (10)
где ^-нормативная скорость ветра для данного района на высоте 10 м от земли
при повторяемости не реже одного раза в 10 лет, м/с (см. табл. 4);
z- высота, на которой определяется скорость ветра, м;
z0-параметр шероховатости поверхности, над которой определяется скорость
ветра, м.
Таблица 6
№п/п
Вид шероховатости
Параметр шерохова-
тости Zq, М
2
3
4
5
6
Места с резким усилением скорости ветра в ре-
зультате искусственного формирования направленного
потока (вдоль русла реки с высокими берегами, вдоль
ущелья и т.п.)
Открытая ровная поверхность без растительности:
поверхность озер, водоемов и морей, поймы круп-
ных рек
Степь, равнина, луг
Открытая холмистая местность или равнинная по-
верхность с редким лесом, садами, парками
Участки, защищенные лесозащитными насаждениями,
не подлежащими вырубке; станции в пределах стан-
ционных построек
Не подлежащий вырубке густой лес с высотой деревьев
не менее 10 м; город со зданиями высотой более
10 м
0,01
0,05
0,10
0,20
0,50
1,00
Примечания. 1. Расстояние от берега водоема до железной дороги, при котором
принимается z.o — 0,05 м, зависит от шероховатости береговой полосы: для поверхности
по п. 3 оно равно 100 м, по п. 4-50 м, по п. 5-25 м, по п. 6-10 м.
2. Для поверхностей по пп. 1-4 дано наименьшее значение z0 при режиме максималь-
ного ветра с учетом наличия снегоього покрова. Эти же значения z0 принимаются и при
гололеде.
3. Значение z0 по п. 5 дано для случая, когда станционные постройки расположены
от железнодорожного пути не далее 50 м. В других случаях значение z0 принимается
для поверхности, находящейся с наветренной стороны построек.
4. Если участок железной дороги проходит по берегу озера, водоема, моря, а с другой
стороны колеи расположена отвесная стена гор, значение z0 следует принимать по п. 2.
Параметр шероховатости характеризует неровность подстилаю-
щей поверхности и численно равен высоте над землей, на которой
скорость ветра равна нулю. По рекомендации справочно-методиче-
ского пособия «Устройства электрификации и продольного элек-
троснабжения», разработанного во Всесоюзном научно-исследова-
тельском институте транспортного строительства, размер параме-
тра шероховатости следует принимать по данным табл. 6.
Высоту проводов контактной подвески над подстилающей мест-
ностью при наличии насыпей отсчитывают от поверхности земли,
а в выемках глубиной 7 м и более принимают z ~ 3 м. Если желез-
ная дорога проходит по насыпи в местности с параметрами шеро-
15
Таблица 7
Характер трассы Высота насыпи или глубина выемки, м Значения кд при z0, м
0,05 0,10 0,15 0,20 0,50 1,00
40 1,64 1,48 1,38 1,32 1,33 1,25
35 1,61 1,46 1,35 1,29 1,30 1,22
30 1,58 1,43 1,33 1,26 1,25 1,19
Насыпь 25 1,56 1,38 1,29 1,23 1,22 1,15
20 1,52 1,35 1,25 1,20 1,18 1.10
15 1,47 1,30 1,22 1,15 1,13 1,03
10 1,43 1,21 1,16 1,10 1,00 0,95
5 1,35 1,18 1,09 1,03 0,85 0,78
Нулевое место — 1,26 1,10 1,00 0,94 0,73 0,60
Выемка 5 1,10 0,93 0,83 0Д7 0,55 0,38
7 0,98 0,80 0,70 0,65 0,43 0,27
Примечания. 1. Для нулевого места при z0 — 0,01 м кд = 1,65.
2. Значения кц для условий, не приведенных в таблице, можно определять линейной
интерполяцией.
ховатости 0,5 и 1,0 м, то высота расположения контактных прово-
дов уменьшается на высоту препятствия. При этом параметр
шероховатости для местности по п. 5 табл. 6 равен 0,15, а по
п. 6-0,2 м. Значения коэффициента кд = 0,238 In z/z0 для различных
условий приведены в табл. 7.
К важным климатическим факторам, которые нужно знать при
проектировании контактной сети, относится также снегозаноси-
мость той местности, по которой проходит железная дорога.
Для определения нормативных распределенных поверхностных
снеговых нагрузок вся территория СССР разделена на шесть райо-
нов, границы которых принимают по карте, приложенной к СНиП
П-6-74. При повторяемости не реже одного раза в 5 лет эти нагруз-
ки в различных районах следующие:
Снеговой район
Распределенная поверхностная
нагрузка, Па
I II III IV
VI
490 687 981 1471 1961 2452
В горных местностях распределенная поверхностная нагрузка
принимается не менее 687 Па.
4. Основные данные для расчетов
Расчетные данные проводов, тросов и проволок, а также их фи-
зико-механические характеристики следует принимать по соответ-
ствующим ГОСТам или техническим условиям, на основании ко-
торых составлены табл. 8 и 9. В табл. 8 приведены данные для
основных проводов, тросов и проволок, применяемых в устрой-
16
ствах контактной сети и воздушных линий, а также намеченных
к применению. В табл. 9 указаны расчетные физико-механические
характеристики контактных проводов и отдельных проволок, из ко-
торых изготовляют различные многопроволочные провода
и тросы. Значения некоторых характеристик для проволок в разных
документах несколько различаются, а для биметаллической стале-
алюминиевой проволоки вообще отсутствуют. В табл. 9 приведены
значения, которые обычно учитывают при проектировании контакт-
ной сети и воздушных линий. Для сталеалюминиевой проволоки
коэффициент температурного линейного расширения принимают
равным 13,75-10”6 1/"С, а модуль упругости 150000 МПа.
Таблица 8
Провода, тросы и проволоки Фактическая пло- щадь сечения, мм2 Расчетный диаметр, мм Линейная плот- ность, кг/м Распределен- ная линейная нагрузка, даН/м Разрывное усилие, даН, не менее
МФ(НЛФ)-85 85,00 (10,80/11,76) 0,755 0,740 3125/3205
МФ(НЛФ)-100 100,00 (11/80/12,81) 0,890 0,873 3625/3775
МФ(НЛФ)-150 150,00 (14,50/15,50) 1,335 1,309 5290/5440
БрФ-100 100,00 (11,80/12,81) 0,890 0,873 4115
М-95 94,00 12,60 0,850 0,834 3500
М-120 117,00 14,00 1,058 1,037 4360
ПБСМ-70 72,20 ] 11,00 0,598 0,586 4630
ПБСМ-95 93,30 12,50 0,774 0,759 6000
ПБСА-50/70 45,20/71,80 14,00 0,682 0,669 5885
АПБСА-180/50 180,00/49,50 19,60 0,941 0,923 4900
ТК-50 48,64 9,10 0,418 0,410 6000
ТК-70 72,58 11,00 0,623 0,611 7680
А-120 117,00 14,00 0,321 0,315 1960
А-150 148,00 15,80 0,406 0,398 2275
А-185 182,80 17,50 0,502 0,492 2815
АС-25/4,2 24,90/4,15 6,90 0,100 0,098 930
АС-35/6,2 36,90/6,16 8,40 0,148 0,145 1350
АС-50/8,0 48,20/8,04 9,60 0,195 0,191 1665
АС-70/11 68,00/11,30 11,40 0,276 0,271 2345
ПС(ПМС)-25 24,60 6,80 0,194 0,190 1525
ПС(ПМС)-35 34,40 7,50 0,272 0,267 2135
ПС(ПМС)-50 49,40 9,20 0,389 0,381 3065
4БСМ 12,57 ’ 4,00 0,104 0,102 925
6БСМ 28,27 6,00 0,233 0,229 1800
Примечания. 1. В графе «Фактическая площадь сечения» в числителе приведены
данные для алюминиевых частей проводов, а в знаменателе-для стальных.
2. В графе «Расчетный диаметр» в скобках приведены в числителях высота, а в знаме-
нателе-ширина сечения контактных- проводов.
3. В графе «Разрывное усилие» в числителе приведены данные для проводов марки МФ,
а в знаменателе-марки НЛФ.
4. Данные для алюминиевых и сталеалюминиевых проводов других марок такие же, как
и для проводов марок А и АС, но приведенные в таблице линейные плотности и наг-
рузки не учитывают возможного наличия смазки и пленки, а разрывные усилия даны
наименьшие из допускаемых для различных проволок.
5. Значения всех разрывных усилий округлены до 5 даН.
17
Таблица 9
Контактные провода Проволоки
Расчетные характеристики МФ и НЛФ площа- Медная Алюми- Стале- Ста ль-
ДЬЮ сечения , мм2 БрФ- 100 твердотя- пиевая мед- ная
- 85 100 150 нутая пвердотя- нутая ная
Плотность, кг/м3 8900 8900 8900 8900 8900 2750 8230 7850
Коэффициент темпера- турного линейного рас- 17,0 17,0 17,0 17,0 17,0 23,0 13,3 12,0
ширения, 10 ~ 6/° С Модуль упругости, МПа 127500 127500 127500 127500 127500 61800 171600 19^100
Временное сопротивле- 367,5 362,6 352,8 411,6 383,0 147,0 735,0 637,0
ние при растяжении, МПа 377,3 377,3 362,6 637,0 1177,0
Примечания. 1. Для контактных проводов в числителе приведены данные для про-
водов марки МФ, а в знаменателе-для марки НЛФ.
2. Для сталемедной проволоки в числителе приведено значение для проволок всех и
диаметров, кроме 6 мм, а в знаменателе-для проволоки диаметром 6 мм.
3. Для стальной проволоки в числителе приведено значение для проволок проводов
марки ПС(ПМС), а в знаменателе-для проволок канатов марки TK.
Принимаемые в расчетах максимальные и номинальные натяже-
ния некоторых проводов, тросов и проволок приведены в табл. 10
с округлением до 5 даН. Натяжения больше 1960 даН в таблице не
приводятся, так как указанное значение является предельным для
некоторых деталей контактной сети и превышать его недопустимо.
В практических расчетах проводов и тросов часто возникает не-
обходимость вычислять произведения 24а и aES, а также обратные
им величины (а-коэффициент температурного линейного расшире-
ния материала провода или проволок, из которых изготовлен про-
вод или трос; Е-модуль упругости провода или троса; S-фактиче-
ская площадь сечения провода или троса). При отсутствии более
достоверных данных для многопроволочных проводов и тросов мо-
Таблица 10
Провода и тросы Максимальное натяжение, даН Номинальное натяжение, даН Провода и проволоки Максимальное натяжение, даН
МФ(НЛФ)-85 — 835 А-120 840
МФ(НЛФ)-100 — 980 А-150 1065
МФ(НЛФ)-150 — 1470 А-185 1315
БрФ-100 — 1275 АС-25/4,2 295
М-95 1570 1420 АС-35/6,2 500
М-120 1960 1765 АС-50/8,0 650
ПБСМ-70 1570 1470 АС-70/11 920
ПБСМ-95 1960 1765 ПС(ПМС)-25 765
ПБСА-50/70 1960 1765 ПС(ПМС)-35 1065
АПБСА-18О/5О 1570 1470 ПС(ПМС)-50 1530
ТК-50 1960 — 4БСМ 335
ТК-70 1960 — 6БСМ 685
18
дуль упругости принимают равным 85% модуля упругости мате-
риала отдельных проволок. В целях облегчения расчетов величины
24а, aES и обратные им для некоторых проводов, тросов и прово-
лок приведены в табл. И. Все данные для проводов марок ПБСА
и АПБСА в табл. 8, 10 и 11 приведены ориентировочные.
Для изготовления стальных конструкций контактной сети и
воздушных линий обычно используют углеродистую сталь марок
ВСтЗкп2 (кипящую), ВСтЗпсб (полуспокойную) и ВСтЗсп5 (спокой-
ную), выпускаемую по ТУ 14-1-3023-80 и ГОСТ 380-71*. В мар-
Таблица 11
Провода, тросы и проволоки 24a, 10“6/°С 1/24а, °C a£S, даН/°С l/a£S, °С/даН
МФ(НЛФ)-85 МФ(НЛФ, БрФ)-100 МФ(НЛФ)-150 М-95 М-120 408 2451 18,42 21,68 32,51 17,32 21,56 0,0543 0,0461 0,0308 0,0577 0,0464
ПБСМ-70 ПБСМ-95 4БСМ 6БСМ 319 1 3135 14,01 18,10 2,87 6,45 0,0714 0,0522 0,3484 0,1550
ПБСА-50/70 330 3030 20,50 0,0488
АПБСА-180/50 426 • 2347 32,12 0,0311
TK-50 TK-70 ПС(ПМС)-25 ПС(ПМС)-35 ПС(ПМС)-50 288 3472 9,73 14,52 4,92 6,88 9,88 0,1028 0,0689 0,2033 0,1453 0,1012
А-120 А-150 А-185 552 1812 1 14,14 17,88 22,09 0,0707 0,0559 0,0453
АС-25/4,2 АС-35/6,2 АС-50/8,0 АС-70/11 461 2169 3,84 5,69 7,43 10,48. 0,2604 0,1757 0,1346 0,0954
Примечания. 1. При определении значений aES и обратных им учтены фактические
площади сечения, а модули упругости многопроволочных проводов приняты равными
85% значений, приведенных в табл. 9.
2. Для проводов марок ПБСА, АПБСА и АС приняты соответственно следующие
расчетные значения: ос -13,75 10 “ 6, 17.74-106 и 19,2’ 10~6 1/°С; £-127500, 78 900 и
68 800 МПа.
19
Таблица 12
Марка стали по ТУ 14-1-3023-80 Толщина проката, мм Нормативное сопротивление, МПа Расчетное сопротивление, МПа
предел текучести временное сопротив- ление по пределу текучести по временно- му сопро- тивлению
4-10 235 365 230 355
ВСтЗкп2-1 11 -20 225 355 220 345
21-30 215 345 210 335
4-10 245 370 240 360
ВСтЗпсб-1 11-20 245 365 240 355
21-30 225 355 / 220 345
4-10 255 380 250 370
ВСтЗсп5-1 11-20 245 370 240 360
21-30 235 365 230 355
4-10 315 450 305 440
09Г2 гр. 1 11 -20 305 440 300 430
21-30 295 440 290 430
4-10 345 490 335 480
09Г2С гр. 1 11-20 325 470 315 460
21-30 305 460 300 450
Таблица 13
Марка стали по ГОСТ 380-71* и 19281-73 Толщина проката, мм Нормативное сопротивление, МПа Расчетное сопротивление, МПа
предел текучести временное сопротив- ление по пределу текучести по временно- му сопро- тивлению
ВСтЗкп2 4-20 21-40 235 215 365 365 225 205 350 350
ВСтЗпсб, 4-20 245 370 235 350
ВСтЗсп5 21-40 225 370 215 350
09Г2 4-20 305 440 290 420
21-32 295 440 280 420
4-9 345 490 330 465
09Г2С 10-20 325 470 310 450
21-32 305 460 290 440
15ХСНД 4-9 10-32 345 325 490 470 330 310 465 450
20
ках этой стали, изготовляемой по упомянутым ТУ, через дефис
указывают группу прочности (1 или 2). В районах с низкими
температурами (но не ниже — 65 °C) применяю! низколегированную
сталь марок 09Г2, 09Г2С, 15ХСНД и др., выпускаемую по
ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 19281-73 и ГОСТ 19282-73. Расчетную
температуру принимают по СНиП П-А.6-72 как среднюю для наибо-
лее холодной пятидневки.
В соответствии со СНиП 11-23-81 применение углеродистой
стали по ГОСТ 380-71*, а также низколегированной стали ма-
рок 09Г2 и 09Г2С, допускается только при невозможности полу-
чения соответствующих марок стали по ТУ 14-1-3023-80.
Нормативные и расчетные сопротивления фасонного проката из
сталей, наиболее часто применяемых для конструкций контакт-
ной сети и изготовляемых по ТУ 14-1-3023—80, приведены в
табл. 12, а выпускаемых по ГОСТ 380-71* (углеродистая сталь)
и ГОСТ 19281—73 (низколегированная сталь)-в табл. 13. За тол-
щину фасонного проката, указанную в табл. 12 и 13, для изде-
лий с полками следует принимать толщину полки.
Модуль упругости прокатной стали принимают равным
206000 МПа, модуль сдвига 78 000 МПа, а плотность и коэффициент
температурного линейного расширения-аналогично указанным в
табл. 9 для стальной проволоки.
ГЛАВА II
ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАГРУЗОК, ДЕЙСТВУЮЩИХ
НА РАЗЛИЧНЫЕ УСТРОЙСТВА КОНТАКТНОЙ СЕТИ
И ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ
5. Виды нагрузок и их сочетания
В соответствии с классификацией, приведенной в СНиП П-6-74,
все нагрузки разделяют на постоянные, действующие всегда, и вре-
менные, которых в отдельные периоды строительства и эксплуата-
ции может не быть. Временные нагрузки в свою очередь делятся на
длительные, кратковременные и особые. Применительно к уело- ’
виям работы контактной сети к постоянным относят все нагрузки i
от собственного веса (кроме веса электромонтеров), усилия, опреде-
ляемые нормальными натяжениями проводов, и воздействия пред-
варительного напряжения конструкций. Длительные временные на-
грузки на контактную сеть не действуют. К кратковременным
относят нагрузки, возникающие при экстремальных температурах
воздуха, воздействии ветра, гололедных и снеговых образований,
при транспортировке и монтаже опор и других конструкций.
К особым относят нагрузки, возникающие при обрыве проводов
контактной сети, сейсмических и взрывных воздействиях, а также
в некоторых других условиях.
В зависимости от того, какие нагрузки учить ают в расчете со-
вместно, различают основные сочетания их, состоящие из по-
стоянных и кратковременных нагрузок, и особые сочетания, при ко-
торых к указанным добавляется одна из особых нагрузок. Таким
образом, при расчетах устройств контактной сети в основные соче-
тания включают следующие нагрузки: :
от веса опор, поддерживающих и фиксирующих устройств;
от веса проводов с арматурой и изоляторами;
натяжения анкеруемых проводов;
усилия от изменения направления проводов на кривых участках
пути;
то же при отводах проводов в сторону для анкеровки или дру-
гих целей;
то же вследствие зигзагов проводов на прямых участках пути;
от веса гололеда и снега на поддерживающих и фиксирующих *
устройствах;
от веса гололеда на проводах;
от давления ветра на опоры;
то же на провода;
нагрузки, возникающие при монтаже и эксплуатации контактной /
сети (например, от веса электромонтера, поднимающегося на опо- ;
ру, или усилие, передающееся на консоль при переводе раскатанно-
го понизу несущего троса в рабочее положение, и др.).
22
В особые сочетания включают усилия, возникающие при обрыве
одного из проводов и оказывающие наиболее существенное влия-
ние на напряженное состояние рассчитываемого элемента конструк-
ции, а также возможные в этих условиях нагрузки основных сочета-
ний. При этом вводят различные допущения, например учитывают
гололедные образования, но при отсутствии ветра и др.
Поскольку расчеты проводов контактных подвесок, различных
воздушных линий (питающих, отсасывающих, усиливающих, про-
дольного электроснабжения и др.), гибких и фиксирующих попе-
речин выполняют по методу допускаемых напряжений, то в § 6
f приведены материалы для определения только нормативных нагру-
зок. Определение нагрузок на опорные устройства в § 7 также дано
для нормативных нагрузок, так как расчетные нагрузки опреде-
ляют, умножая их на соответствующие коэффициенты перегрузки
(см. § 2).
При одновременном действии не менее двух кратковременных
нагрузок суммарное расчетное усилие
(П)
где Q-расчетное усилие от всех постоянных нагрузок, а в особых сочетаниях
и от особой нагрузки;
QHi-усилие, определяемое но нормативному значению кратковременной на-
грузки i с учетом коэффициентов сочетаний nci;
коэффициент перегрузки для нагрузки i;
т—число одновременно действующих кратковременных нагрузок (кроме
особой).
Если нагрузки вызывают различные усилия, учитываемые в рас-
чете совместно (например, нормальную силу и изгибающие мо-
менты в одном или двух направлениях), то в общем случае в каж-
дой комбинации нагрузок необходимо при двух усилиях рассмот-
реть два варианта расчетных усилий, а при трех усилиях-три
варианта.
6. Определение нормативных нагрузок на провода и тросы
Нагрузки на провода и тросы принимают равномерно распреде-
ленными по длине пролета и называют распределенными линейны-
ми, так как относят их к одному метру длины провода. В данной
книге для измерения распределенных линейных нагрузок принята
размерность даН/м (см. табл. 8). Нагрузки, действующие на прово-
да контактной сети, разделяют на вертикальные (от собственного
веса проводов или подвесок и от веса гололеда на проводах или
подвесках), горизонтальные (от воздействия ветра на свободные от
гололеда провода и на покрытые' гололедом) и результирующие
(определяемые совместным действием вертикальных и горизон-
тальных нагрузок). Рассмотрим определение всех указанных нагру-
зок применительно к какому-то /-му проводу. При определении той
23
или иной нагрузки для несущего троса индекс i заменим на «н», для
контактного провода-на «к» и для провода воздушной линии-бук-
вами «пр».
Нагрузку от собственного веса проводов и тросов gt обычно
определяют по соответствующим ГОСТам (см. табл. 8). При отсут-
ствии таких данных распределенная линейная нагрузка провода или
троса, даН/м,
di —9, 815ук'1О
(12)
где S-площадь, поперечного сечения провода или троса, мм2;
у-плотность материала провода или троса, кг/м3;
к'-коэффициент, учитывающий конструкцию провода (для однопроволочных
проводов к'= 1, а для многопроволочных, если приближенно учесть увели-
чение длины проволок при их скрутке, к'—-1,025).
Для комбинированных проводов, состоящих из проволок раз-
личных материалов, определить нагрузку от собственного веса при
двух материалах, даН/м, можно по формуле
gi = 9^iKf(Siyl+S2y2)10-\
(13)
где Si и S2-площади поперечного сечения проволок из материалов 1 и 2, мм2;
Yi й у2-плотности материалов 1 и 2, кг/м3.
Нагрузки от собственного веса контактных подвесок д (даН/м)
находят, суммируя нагрузки отдельных проводов, из которых со-
стоит подвеска, струн и зажимов для их крепления. Нагрузку от
рессорного троса, струн и зажимов учитывают приближенно, отно-
ся ее к 1м длины подвески в размере 0,1 даН/м при одном кон-
тактном проводе и 0,2 даН/м при двух. Таким образом,
Q Ун ($к +
(14)
где ик-число контактных проводов.
Нагрузки от веса гололеда на 1 м длины провода или троса gTj,
даН/м, принимая гололед цилиндрической формы плотностью
900 кг/м3, определяют по формуле
^г^--2,77Ьгй + Ьг)Ю-3,
(15)
где Ьг-расчетная толщина стенки гололеда, мм;
диаметр провода (для контактных проводов среднее арифметическое значе-
ние из высоты и ширины его диаметрального сечения), мм.
Расчетное значение толщины стенки гололеда в формуле (15)
следует определять
Ьг = Ьнкг,
где Ьн-толщина стенки гололеда в соответствии с данными табл. 1, мм;
кг-коэффициент, учитывающий действительные диаметр провода и высоту его
подвешивания (см. § 3), а также рекомендации ВСЙ 141 по учету местных
условий.
24
При определении веса гололедных образований на контактных
проводах расчетную толщину стенки гололеда, учитывая удаление
его эксплуатационным персоналом и токоприемниками, условно
принимают в размере 50% расчетного значения Ьг для остальных
проводов.
Нагрузки от веса проводов с гололедом определяют как сумму
gi и gri. Для вычисления нагрузки от веса цепной подвески с гололе-
дом суммируют нагрузки отдельных проводов с учетом образовав-
шегося на них гололеда. Наличие гололеда на струнах и зажимах
ввиду допущений, принимаемых при определении нагрузок от голо-
леда, можно не учитывать.
Нагрузка от воздействия ветра на провод, свободный от гололе-
да, даН/м,
Pi = Q^15Cxv^dM-\ (16)
где Сх - аэродинамический коэффициент лобового сопротивления;
расчетная скорость ветра при отсутствии гололеда, м/с;
-диаметр провода (для контактных проводов-вертикальный размер
диаметрального сечения), мм.
При наличии на проводе гололедных образований ветровая на-
грузка, даН/м,
pri = 0,615 Схг2 (di + 2ЬГ) 10 - 4, (17)
где vr-расчетная скорость ветра при гололеде на проводе, м/с.
Расчетные скорости ветра гр и vr принимают с учетом рекомсн-
даций, приведенных в § 3.
Для определения ветровых нагрузок на- покрытые гололедом
контактные провода, учитывая указанную выше условность приня-
тия гололедной нагрузки, формулу (17) можно представить в виде
I ргк = 0,615Схг2(Лк + Ьг)10-4, (18)
где Нк- высота сечения контактного провода, мм.
По ВНТП-81 значения аэродинамических коэффициентов лобо-
вого сопротивления Сх, отнесенные к площади сечения одного про-
вода, рекомендуется принимать следующими:
? Одиночные провода и тросы диаметром 20 мм и более 1,10
То же, диаметром менее 20 мм, а также провода и тросы,
покрытые гололедом 1,20
Одиночные контактные провода и тросы контактной под-
вески с учетом зажимов и струн 1,25
Двойные контактные провода при расстоянии между ними
40 мм 1,85
По экспериментальным данным, значение Сх при двух кон-
тактных проводах МФ-100 и расстоянии между ними 40 мм состав-
25
ляет 1,55 для нулевых мест и насыпей высотой до 5 м, а для более
высоких насыпей 1,85. При расстоянии между контактными прово-
дами 100 мм значения Сх соответственно равны 1,85 и 2,15. Для
контактного провода МФ-150 значение Сх было определено
равным 1,30.
Результирующие нагрузки на отдельный провод при отсутствии
гололедных образований
= ]/д2 + Рп
а при наличии гололеда на проводе
Qri ]/(Pi Pri) + Pri-
(19)
(20)
Результирующие нагрузки на несущий трос цепной подвески
определяют без учета ветровой нагрузки на контактные провода,
так как значительная часть последней воспринимается фикса-
торами, а часть, передающаяся на несущий трос через струны, не-
велика.
Поэтому результирующая нагрузка при ветре без гололеда на
проводах
<1н = ]/д2+ Рп,
а при совместном действии гололеда и ветра
QrH ]/(Р 0г) РгН •
(21)
(22)
Значения различных распределенных линейных нагрузок для на-
иболее часто применяемых контактных подвесок и проводов воз-
душных линий, по данным Трансэлектропроекта, приведены в табл. 14
(для контактных проводов), табл. 15 (для цепных подвесок)
и табл. 16 (для отдельных проводов). Ветровые нагрузки в табл. 14
определены при разных значениях аэродинамического коэффициен-
та Сх (включая экспериментальные), а нагрузки от веса подвесок
и результирующие нагрузки при гололеде с ветром, приведенные
в табл. 15, вычислены с приближенным учетом веса гололеда на
струнах.
Данные, приведенные в табл. 14-16, могут быть использованы
при определении нормативных нагрузок, действующих на опорные
устройства контактной сети (см. § 7), а также при расчетах вет-
ровых отклонений контактных проводов и максимальных допу-
скаемых‘длин пролетов между опорами (см. гл. III).
Если расчетная скорость ветра отличается от значений, приве-
денных в таблицах, то требуемые данные можно получить линей-
ной интерполяцией или при необходимости более высокой точно-
сти учесть квадратичную зависимость горизонтальных нагрузок от
скорости ветра.
26
Таблица 14
Расчетная скорость ветра, м/с Толщина стенки льда, мм Распределенные линейные нагрузки, даН/м,, от действия вет- ра на различные контактные провода при различных значе- ниях Сх
МФ-100, Сх = 1,25 2МФ-100, G = 2МФ-100, :СХ = 1,’8'5 2МФ-100, Сх = 2,15 МФ-150, Сх = 1,30 МФ-85, Сх = 1,25
20 0,36 0,45 0,54 0,63 0,47 0,33
"25 — 0,57 0,71 0,84 0,98 0,74 0,52
30 — 0,82 1,02 1,22 1,41 1,05 0,76
35 — 1,12 1,38 1,66 4,92 1,43 1,02
40 — 1,46 1,81 2,17 2,51 1,86 1,33
5 0,13 ' 0,16 0,20 0,23 0,16 0,12
10 0,17 0,21 0,25 0,28 0,19 0,17
10 15 0,21 0,25 0,30 0,35 0,23 0,20
20 0,25 0,30 0,36 0,42 0,26 0,24
5 0,21 0,25 0,30 0,34 0,24 0,19
1 2 5 10 0,26 0,32 0,39 0,45 0,29 0,25
15 0,32 0,40 0,48 0,55 0,35 0,31
20 0,38 0,48 0,57 0,66 0,41 0,36
5 0,29 0,36 0,43 0,50 0,34 0,27
10 0,38 0,47 0,56 0,65 0,42 0,37
15 15 0,46 0,58 0,69 0,79 0,51 0,45
20 0,55 0,69 0,81 0,94 0,60 0,53
5 0,40 0,49 0,59 0,68 0,47 0,37
10 0,52 0,64 0,76 0,88 0,58 0,51
17,5 15 0,63 0,78 0,93 1,08 0,70 0,62
20 0,75 0,93 1,11 1,28 0,81 0,72
5 0,52 0,65 0,76 0,89 0,61 0,49
10 0,68 0,83 0,99 1,15 0,75 0,67
20 \ 15 0,82 1.03 1,22 1,41 0,90 0,80
20 0,98 1,22 1,44 1,68 1,06 0,94
Примеча и не. Нагрузки на бронзе >вые и низколегированные контактные провода такие
же, как и на медные.
Таблица 15
Виды нагрузок Толщина стенки льда, мм Расчетная ско- рость ветра, м/с Распределенные линейные нагрузки, даН/м, на несущие тросы подвесок
ПБСМ-70 + + МФ-100 ПБСМ-95 + + МФ-100 М-95 + + МФ-100 М-120 + 4- 2МФ-100 М-95 + + 2МФ-100 ПБСМ-95 + + 2МФ-100 ПБСМ-70 + + МФ-85
От веса под-
вески — — 1,56 1,73 1,81 2,98 2,78 2,71 1,43
От веса под- 5 — 1,90 2,10 2,18 3,50 3,28 3,20 1,76
вески с голо- 10 — 2,39 2,63 2,71 4,20 3,95 3,87 2,25
ледом ГГ) — 3,09 3,34 3,42 5,13 4,86 4,79. 2,94
20 — 3,97 4,26 4,33 6,32 6,03 5,95 3,81
27
Продолжение табл. 15 .
Виды нагрузок Толщина стенки льда, мм Расчетная ско- рость ветра, м/с Распределенные линейные нагрузки, даН/м, на несущие тросы подвесок
ПБСМ-70 + + МФ-100 ПБСМ-95 + + МФ-100 М-95 + + МФ-100 М-120 + • + 2МФ-100 М-95 + + 2МФ-100 ПБСМ-95 + + 2МФ-100 ПБСМ-70 + + МФ-85
От действия 20 0,33 0,38 0,38 0,43 0,38 0,38 0,33
ветра при от- -— 25 0,52 0,59 0,59 0,67 0,59 0,59 0,52
сутствии го- — 30 0,76 0,86 0,86 0,97 0,86 0,86 0,76
лоледа —- 35 1,03 1,18 1,18 1,31 1,18 1,18 1,03
40 1,35 1,53 1,53 1,72 1,53 1,53 1,35
Результирую- 20 1,59 1,77 1,84 3,01 2,80 2,73 1,46
щие при от- — 25 1,64 1,82 1,89 3,05 2,83 2,76 1,51
сутствии го- — 30 1,73 1,93 2,00 3,14 2,90 2,83 1,61
лоледа — 35 1,85 2,09 2,16 3,26 3,01 2,94 1,76
— 40 2,06 2,31 2,37 3,44 3,17 3,09 1,96
От действия 10 0,16 0,18 0,18 0,19 0,18 0,18 0,16
ветра при 5 15 0,36 0,39 0,39 0,41 0,39 0,39 0,36
наличии го- 20 0,65 0,70 0,70 4 0,74 0,70 0,70 0,65
лоледа 10 0,24 0,25 0,25 0,26 0,25 0,25 0,24
10 15 0,54 0,56 0,56 0,59 0,56 0,56 0,54
20 0,96 0,99 0,99 1,05 0,99 0,99 0,96
10 0,31 0,32 0,32 0,33 0,32 0,32 0,31
15 15 0,71 0,74 0,74 0,76 0,74 0,74 0,71
20 1,26 1,30 1,30 1,34 1,30 1,30 1,26
10 0,39 0.40 0,40 0,42 0,40 0,40 0,39
20 15 0,88 0,90 0,90 0.93 0,90 0,90 0,88
20 1,57 1,60 1,60 1,66 1,60 1,60 1,57
Результирую- 10 1,91 2,11 2,19 3,50 3,28 3,21 1,77
щие при на- 5 15 1,94 2,14 2,21 "3,52 3;29 3,23 1,79
личии голоде- 20 2,01 2,21 2,28 3,58 3,35 3,28 1,87
да 10 2,40 2,64 2,72 4,21 3,96 3,88 2,26
10 15 2,45 2,69 2,77 4,24 3,99 3,91 2,31
20 2,58 2,80 2,88 4,32 4,07 4,00 2,44
10 3,11 3,36 3,44 5,14 4.87 4,80 2,96
15 15 3,17 3,42 3,50 5,19 4,92 4,84 3,03
20 3,33 3,60 3,67 5,31 5,04 4,96 3,20
10 3,99 4,28 4,35 6,33 6,04 5,96 3,83
20 15 4,07 4,35 4,43 6,37 6,10 6,02 3,91
20 4,27 4,55 4,62 6,53 6,24 6,17 4,13
Примечания. 1. Нагрузки на несущие тросы подвесок с бронзовыми и низколеги-
рованными контактными проводами равны приведенным для подвесок с медными проводами.
2. Нагрузки на несущий трос подвески С-70 + МФ-85 такие же, как и для подвески
ПБСМ-70 + МФ-85.
Таблица 16
Виды нагрузок Толщина стенки льда, мм Расчетная ско- рость зетра, м/с Распределенные линейные нагрузки, даН/м, на провода
А-150 А-185 АС-35/6,2 АС-50/8,0 АС-70/И 4БСМ 6БСМ
От веса про- вода • — — 0,40 0,49 0,15 0,19 0,27 0,10 0,23
От веса про- 5 0,69 0,80 0,33 0,40 0,50 0,23 0,39
вода с голо- 10 —- 1,12 1,26 0,66 0,74 0,86 0,49 0,68
ледом 15 — 1,69 1,84 1,12 1,72 1,22 1,37 0,89 1,11 1,65
20 — 2,38 2,57 1,81 2,01 1,42
От действия 20 0,46 0,51 0,25 0,28 0,33 0,12 0,18
ветра при от- — 25 0,73 0,80 0,38 0,44 0,58 0,19 0,27
сутствии го- —— 30 1,05 1,16 0,56 0,64 0,76 С, 26 0,40
лоледа — 35 1,42 1,58 0,76 0,86 1,03 0,36 0,54
— 40 1,85 2,16 0,99 1,13 1,34 0,47 0,71
Результирую- — 20 0,61 0,71 0,28 0,34 0,43 0,16 0,29
щие при от- — 25 0,83 0,94 0,41 0,48 0,59 0,22 0,36
сутствии го- 30 1,13 1,26 0,58 0,67 0,80 0,28 0,46
лоледа — 35 1,48 1,66 0,76 0,88 1,07 0,37 0,59
— 40 1,89 2,12 1,00 1,15 1,37 0,48 0,75
От действия 10 0,20 0,20 0,14 0,15 0,16 0,11 0,12
ветра при на- 5 15 0,43 0,45 0,30 0,32 0,35 0,24 0,26
личии голоде- 20 0,76 0,80 0,54 0,58 0,63 0,42 0,47
да 10 0,26 0,27 0,21 0,22 0,24 0,18 0,20
10 15 0,60 0,62 0,47 0,49 0,52 0,40 0,43
20 1,06 1,10 0,83 0,87 0,92 0,72 0,76
10 0,33 0,35 0,28 0,29 0,30 0,25 0,26
15 15 0,76 0,78 0,64 0,66 0,69 0,56 0,60
20 1,34 1,40 1,13 1,17 1,23 1,00 1,07
10 0,41 0,42 0,35 0,36 0,38 0,32 0,34
20 15 0,92 0,95 0,80 0,82 0,85 0,73 0,76
20 1,64 1,70 1,43 1,46 i,52 1,29 1,36
Результирую- 10 0,72 0,82 0,36 0,42 0,52 0,25 0,41
щие при нали- 5 15 0,81 0,92 0,45 0,52 0,61 0,32 0,47
чии гололеда 20 1,03 1,13 0,63 0,71 0,80 0,48 0,62
10 1,15 1,28 0,70 0,76 0,89 0,52 0,71
10 15 1,27 1,40 0,80 0,88 1,01 0,64 0,80
20 1,54 1,67 1,06 1,14 1,27 0,86 1,02
10 1,72 1,87 1,15 1,26 1,40 0,92 1,14
15 15 1,84 2,00 1,28 1,38 1,54 1,05 1,26
20 2,15 2,31 1,58 1,69 1,82 1,33 1,54
10 2,42 2,61 1,75 1,85 2,05 1,46 1,69
20 15 2,55 2,74 1,89 1,99 2,19 1,60 1,81
20 2,88 3,08 2,23 2,33 2,51 1,92 2,13
28
7. Определение нормативных нагрузок
на опорные устройства
Нагрузки от собственного веса опор, поддерживающих и фикси-
рующих устройств определяют исходя из конкретных размеров, ма-
териалов и конструкций расчетных устройств. В тех случаях, когда
точные размеры заранее не известны, указанные нагрузки прини-
мают по аналогии с нагрузками для существующих конструкций.
Нагрузку от веса проводов с изоляторами и арматурой Gt при
закреплении их на одном изоляторе или на одной гирлянде изоля-
торов можно определить по формуле
G1=Yg'l+Gn,
(23)
где суммарная нагрузка от веса цепных подвесок или каких-либо проводов
(усиливающих, питающих, линии электропередачи и др.), закрепленных
на одном изоляторе или гирлянде, даН;
$-нагрузка от собственного веса цепной подвески или провода, даН/м;
/-расчетная длина пролета, принимаемая равной средней арифметической
из длин двух пролетов, прилегающих к расчетному устройству, м;
GM-нагрузка от веса изолятора или гирлянды изоляторов с арматурой, даН.
Если цепные подвески закреплены на консолях или на жестких
поперечинах, то нагрузки от собственного веса
+ (24)
где Ga- часть веса фиксаторов, передающаяся на расчетное опорное устройство,
даН.
При закреплении цепных подвесок или каких-либо проводов на
гибких поперечинах равномерно распределенную нагрузку от соб-
ственного веса поперечины можно приближенно учесть нескольки-
ми сосредоточенными нагрузками, приложенными в точках крепле-
ния подвесок или проводов. Тогда полная нагрузка в одной из
указанных точек
G? = LgZ +(25)
"п «
где ди-часть веса гибкой поперечины (с учетом веса изоляторов, струн, фиксаторов
и арматуры), приходящаяся на 1 м длины поперечного пролета, даН/м
(табл. 17);
/п-длина поперечного пролета, м;
пп- число нагрузок на гибкой поперечине.
Нагрузки от веса гололеда на проводах учитывают в расчетах
совместно с нагрузками от собственного веса проводов. Нагрузку
от гололеда на фиксаторах и изоляторах ввиду ее незначительности
для указанных элементов обычно не определяют. Таким образом,
нагрузки от веса проводов с гололедом при закреплении их на
одном изоляторе или гирлянде изоляторов можно определять по
формуле
Gr = E0 + 0r)/+GH,
(26)
где дг-нагрузка от гололеда на проводах, даН/м.
30
t
При закреплении цепных подвесок на консолях или жестких по-
перечинах искомая нагрузка
GrK=Gr + G£. (27)
Если же цепные подвески или провода закреплены на гибких по-
перечинах, то аналогично формуле (25) нагрузка от веса проводов
с гололедом может быть определена как
G,n=Z^ + ft)/+ fal + grn)jn, (28)
где дгп- часть веса гололеда на гибкой поперечине, приходящаяся на 1 м длины по-
перечного пролета, даН/м.
При перекрытии гибкими поперечинами от 8 до 16 путей включи-
тельно нагрузки дп и дп 4- $гп можно принимать по данным табл. 17.
Значения, приведенные в табл. 17, получены для ширины между-
путий 5,3 м, габаритов опор 4,5 м на линиях переменного и 4,1 м на
линиях постоянного тока; вес изоляторов, включенных в тросы гиб-
ких поперечин непосредственно у опор, не учтен; результаты округ-
лены до 0,5 даН/м.
Нагрузки от веса гололеда и снега на других поддерживающих
устройствах и настилах опорных устройств можно определить
исходя из фактической площади элементов, на которых возможно
образование гололеда или снега, и нагрузки (см. § 3), характер-
ной для данного района:
G^S'g^, (29)
где S'-фактическая площадь элементов, которые могут быть покрыты гололедом
или снегом, в которую включают и зазоры меньше 4 см между парал-
лельными элементами, м2.
Нагрузку на провода от ветра, передающуюся на опорные
устройства, принимая направление * действия ветра перпендику-
лярным к проводам, для одного провода определяют по формуле
м %
Рв = pl, (30)
где р-ветровая нагрузка на провод, даН/м.
При резких изменениях направления проводов на опорах (напри-
мер, на угловых опорах питающих линий) направление ветра
Таблица 17
Система тока Нагрузка дп, даН/м Нагрузка дп + $гп, даН/м, при толщине льда, мм
5 10 15 20
Переменный 7,0 8,5 10,0 12,5 16,0
Постоянный 6,0 7,5 9,0 11,5 15,0
31
принимают соответствующим биссектрисе внутреннего угла 2р,
образуемого проводом. В этом случае ветровая нагрузка, передаю-
щаяся на опоры,
PB' = p/sinp.
Нагрузку от ветра на опоры определяют по формуле, даН,
*
РОП = 0,0615СХ^5ОП> (31)
где Сх-аэродинамический коэффициент лобового сопротивления, принимаемый
для плоских элементов конструкций равным 1,4, а для цилиндрических
и конусных элементов 0,7;
1?р-расчетная скорость ветра, м/с;
$оп-площадь поверхности, на которую действует ветер, м2.
При вычислении ветровой нагрузки на металлические опоры
с решеткой обычно пользуются приближенной формулой
^оп 0,0615CxVpSpn коп,
(32)
где площадь опоры, определенная по периметру, м2;
коп-коэффициент, учитывающий заполнение площади So'n; можно принять
Коп 0,5 —0,6.
Усилия от изменения направления проводов на кривых участках
пути Pt в том случае, когда пролеты по обе стороны от расчетного
опорного устройства целиком расположены в пределах кривых
участков и смещения проводов у опор относительно оси токо-
приемника одинаковы, определяют по формуле
P^Hl/R, (33)
где Н-натяжение провода, соответствующее режиму, для которого определяется
нагрузка, даН;
К-радиус кривой, м.
Если же смещения проводов от оси токоприемника на соседних
опорах не равны смещению на расчетном опорном устройстве (рис.
1), то
(34)
В тех случаях, когда один из пролетов, соседних с расчетным
опорным устройством, расположен на кривой, а второй частично на
32
1
Рис. 2. Расчетная схема для определения нагрузок Р12 и Р13
прямом участке пути (рис. 2), расчетное усилие можно определить
по формуле
12 —
/к + (1 — к2) h а — ст±аг
~ 2R + Т,
(35)
где L -длина пролета на кривом участке пути, м;
-длина пролета, частично находящегося на прямом участке пути, м;
к-отношение части пролета, расположенной на прямом участке пути, ко всей
длине пролета
аг -смещение провода от оси токоприемника на кривом участке пути, м;
а-зигзаг провода на прямом участке пути, м;
ст-смещение оси токоприемника от оси пути на высоте подвески расчетного
провода, м.
Знак « —» в последнем члене формулы (35) относится к зигза-
гам, имеющим одностороннее направление от оси пути, а знак
« + »-к зигзагам разностороннего направления.
Смещение оси токоприемника от оси пути ст на высоте h опре-
деляют в зависимости от разности у уровней головок рельсов на
кривой при расстоянии между осями рельсов по формуле
ст = hy/a?.
(36)
Если пролет целиком расположен на прямом участке пути, то
формула (35) примет вид
(37)
В тех случаях, когда один из соседних с расчетным опорным
устройством пролетов расположен на прямом участке пути, а вто-
рой частично на кривом участке пути (см. рис. 2), расчетное усилие
(38)
где /2-длина пролета, находящегося на прямом участке пути, м.
Остальные обозначения и условия применения знаков те же, что
и в формуле (35). —----
Если рассчитываемое опорное устройство расположено на кри-
вой таким образом, что два соседних пролета частично находятся
2. Зак. 1448
33
Рис. 3. Расчетная схема для определения нагрузки Р14
на прямых участках пути (рис. 3), то расчетное усилие можно опре-
делить как
(1 — к1)1± + (1 — к2)/2 а ~ ст + ai а — ст±а2
2R ^~~+ Тг + Г2
(39)
Если же расчетное опорное устройство расположено на прямом
участке пути так, что оба соседних пролета частично находятся на
кривых (рис. 4), то расчетное усилие
_ „ И3 - к’)2;1 «! - Cti ± а (1 - к2)2/2 а2-ст2±а~1
15~ L 2Л1 /. + 2R2 l2 j ' '
Все обозначения, принятые в формулах (39) и (40), указаны на
рис. 3 и 4. Условия применения знаков перед величинами а, а} и а2
те же, что и в формуле (35).
При определении расчетных нагрузок от усиливающих, допол-
нительных и других проводов расчетные усилия Рх можно опреде- '
лять по формуле (33), а при сопряжении прямых и кривых участков
пути-по формулам (35) и (37)-(40), принимая в них значения а,
Л2, ст? Cti и СТ2 равными нулю.
Усилия, обусловленные изменением направления проводов при их <
отводах, Р2, если провод подвешен без зигзагов (например, при от-
воде несущего троса полукосой цепной подвески на анкеровку), для
прямых участков пути определяют по формуле
Р2 = Hz/l. ' (41)
При наличии зигзагов у проводов, изменяющих свое направле-
ние, усилия, вызванные отводами, определяются выражением
/ z + d d + \
= « ——±——. (42)
\ 1 / I
Все линейные размеры в формулах (41) и (42) показаны на рис. 5. 1
Знаки «плюс» в формуле (42) относятся к случаю, когда зигзаг
а на расчетной опоре направлен от нее, а знаки «минус»-когда он
направлен к опоре. Если зигзаги а и а± имеют одностороннее
34
Рис. 4. Расчетная схема для определения нагрузки Р15
направление, знак «плюс» в числителе второго члена скобки в фор-
муле (42) должен быть заменен на «минус».
Величина z при отводах на анкеровку без учета возможного нак-
лона опоры определяется выражением
z = Г + 0,5Б,
где Г-габарит установки опоры (расстояние от оси пути до передней грани опоры
на уровне головок рельсов), м;
Б-ширина опоры на уровне головок рельсов, м.
В случае отвода усиливающих или каких-либо других проводов
усилие, передающееся на опору, определится выражением
Р22 = Hz'/l.
(43)
Величина zf (см. рис.' 5) определяется как
z'= Г+ 0,5Б,
где Г"-расстояние от грани опоры до провода на уровне головок рельсов, м.
На кривых участках усилия, передающиеся на опорные устрой-
ства при отводах проводов, определяют как результирующие уси-
лий от изменения направления проводов, вызванных кривизной пу-
ти, и усилий от изменения направления проводов, вызванных
отводами. Это результирующее усилие может быть для прово-
дов цепных подвесок определено следующим образом (рис. 6):
при анкеровке на опору, расположенную с внешней стороны
кривой (показано сплошной линией на рис. 6),
35
2*
Ось пути
Рис. 6. Расчетная схема для определения нагрузки Р23
при анкеровке на опору, расположенную с внутренней стороны
кривой (показано штриховой линией на рис. 6),
при анкеровке с опоры, расположенной на кривом участке пути,
на опору, находящуюся на прямом участке пути (показано штрих-
пунктирной линией на рис. 6),
при анкеровке с опоры, расположенной на прямом участке пути,
на опору, находящуюся на кривой (на рис. 6 не показано),
+ а,2
(1 — k)2/i ± z + а
(47)
Все обозначения те же, что и в формулах, приведенных выше
(см. рис. 2 и 6).
Знак « + » перед величиной z в числителе последнего члена фор-
мулы (47) относится к случаю установки анкерной опоры с внешней
стороны кривого участка пути, а знак « — »—к установке ее с внут-
ренней стороны этого участка. Величину z принимают в зависимо-
сти от места установки анкерной опоры равной z/ или z2. Условия
применения знаков перед , величинами аг и а2 в формуле (47) те же,
что и в формуле (35).
В случае анкеровки усиливающих, питающих или других прово-
дов без пересечения оси пути по схемам, показанным на рис. 7, рас-
четные усилия определяют по формулам:
при анкеровке на опорах, расположенных с внешней стороны
кривой (показано сплошной линией на рис. 7),
при анкеровке на опорах, расположенных с внутренней стороны
кривой (показано штриховой линией на рис. 7),
36
Рис. 7. Расчетная схема для определения нагрузки Р24
при анкеровке с опоры, расположенной на кривой, на опору, на-
ходящуюся на прямом участке пути (показано штрихпунктирной
линией на рис. 7),
(50)
при анкеровке с опоры, расположенной на прямом участке пути,
на опору, находящуюся на кривой (на рис. 7 не показано),
(51)
где АГ-разница в габаритах установки опор на прямых и кривых участках пути.
Остальные обозначения те же, что и в формулах, приведенных
выше.
Верхние знаки в формулах (50) и (51) относятся к расположению
опор на внешней стороне кривого участка пути, а нижние знаки-к
расположению на внутренней стороне кривого участка пути. Вели-
чину z' в этих формулах принимают в зависимости от места уста-
новки опор равной z[ или z^.
Усилия от изменения направления проводов при зигзагах на
прямых участках пути Р3, если на соседних опорах выполнены
равные, но разносторонние зигзаги а и все пролеты по длине
равны, определяют по формуле
Р3 = Н4а/1.
(52)
При неравных зигзагах и разных пролетах (рис. 8) усилие от
зигзага провода на средней опоре
31
< (Л I
-+ - ). (М
1 *2 /
Знаки «плюс» в формуле (53) относятся к разносторонним зигза-
гам, а знаки «минус» к односторонним.
Результирующие нагрузки на опорные устройства могут быть
определены при отсутствии гололеда по формуле
(54)
при наличии гололеда с ветром
er=j/g2+рг2.
(55)
В формулах (54) и (55) величины Р и Рт представляют собой
алгебраическую сумму всех горизонтальных нагрузок, действующих
соответственно при отсутствии и наличии гололеда.
8. Определение нагрузок, возникающих при монтаже
и эксплуатации и при обрыве проводов
Рассчитывая опорные устройства, необходимо, кроме приве-
денных выше, учитывать кратковременные нагрузки, возникающие
при транспортировке и установке опор, при монтаже цепной подве-
ски и других проводов, а также в условиях эксплуатации.
Дополнительной и при сооружении, и при эксплуатации кон-
тактной сети может быть нагрузка от веса человека, поднимающе-
гося на опору или находящегося на каком-либо поддерживающем
или фиксирующем устройстве. Эту нагрузку учитывают при расче-
тах решеток металлических опор (если угол наклона раскоса решет-
ки к горизонтали меньше 30°), ригелей, неизолированных консолей
и фиксаторов. В расчетах поперечных несущих тросов гибких попе-
речин, как правило, ее не учитывают. Обычно дополнительную на-
грузку от веса одного человека принимают равной 100 даН (с уче-
том веса инструмента).
Кратковременные нагрузки в процессе транспортировки опор
нужно учитывать в зависимости от способа укладки опор при их
перевозке (рис. 9). Для схем а, б и в на рис. 9 нагрузки определяют
как равномерно распределенные от веса опор. Если подпорка нахо-
дится в середине панели металлической опоры, имеющей решетку
(рис. 9, г), то пояса таких опор следует проверять на местную на-
грузку, значение которой определяется в зависимости от числа
и мест расположения подпорок.
Дополнительные нагрузки, возникающие при установке опор, за-
висят от того, как организованы соответствующие работы. При
установке опор краном возможны расчетные схемы, приведенные на
рис. 10, а, б и в. Схема рис. 10, в может быть применена и при уста-
новке опор с помощью падающей стрелы.
Чтобы определить нагрузки от собственного веса конструкций
при их погрузке, выгрузке и транспортировке, применяют коэффи-
циенты, учитывающие возможность динамических воздействий (при
38
подъеме кранами 1,25, при перевозке 1,6). Кроме того, опоры и ри-
гели, уложенные при перевозке в несколько вертикальных рядов,
следует проверять расчетом на воздействия от веса вышележащих
конструкций на те, которые находятся в нижнем ряду.
В процессе монтажа цепных подвесок непосредственно в рабочее
положение обычно не возникают дополнительные нагрузки, ко-
торые следовало бы учитывать в расчетах опорных устройств. Если
же монтаж производится комбинированным методом или сборка
цепной подвески выполняется у основания опор, а затем ее подни-
мают в рабочее положение (монтаж понизу), то возникают допол-
нительные нагрузки, которые нужно учитывать.
При комбинированном методе монтажа цепной подвески несу-
щий трос раскатывают понизу, придают ему необходимое натяже-
ние, анкеруют, устанавливают струны и рессорные тросы, а затем
переводят в седла. Как правило, несущий трос поднимают на кон-
1 соли, развернутые вдоль пути. В этом случае на консоль будет дей-
ствовать вертикальная нагрузка GM (рис. 11,п), которая может быть
определена по формуле
= (56)
где Тм-натяжение несущего троса во время монтажа, даН;
Сн-нагрузка от веса несущего троса, даН;
кд - коэффициент, учитывающий возможность динамического воздействия на-
грузки (обычно принимаемый равным 1,25);
h и /'-размеры, показанные на рис. 11, а.
Длину Г определяют как
/' = ]/щЖ, (5.7)
где дн - распределенная линейная нагрузка от веса несущего троса, даН/м.
Для уменьшения монтажной нагрузки подъем несущего троса
иногда производят сразу на нескольких опорах. При этом значение
Рис. 9. Схемы укладки опор при их
транспортировке
Рис. 10. Схемы установки опор
краном
39
Рис. 11. Схема нагрузок при подъеме не-
сущего троса
Рис. 12. Схема нагрузок при подъеме
контактной подвески
размера h в формулах (56), (57) должно соответствовать кон-
кретным условиям монтажа.
В отдельных случаях неизолированные консоли располагают не
вдоль пути во время монтажа, а перпендикулярно к опорам, т.е.
в рабочем положении. Тогда при переводе несущего троса на кон-
соль, кроме вертикальной нагрузки GM, увеличенной на нагрузку от
веса человека, находящегося на консоли, будет действовать еще го-
ризонтальная нагрузка Рм (рис. 11,6):
рм = Тм2Кд/1, (58)
где z-расстояние по горизонтали между точками крепления несущего троса на со-
седней опоре и на расчетной консоли, м;
/-длина пролета, м.
На кривых участках пути при любых положениях консолей надо
еще учитывать дополнительное усилие от изменения направления
троса, определяемое по формулам (33)-(40).
В процессе монтажа цепной подвески методом понизу, что допу-
скается только при неизолированных консолях, подъем собранной
внизу подвески в случае одного контактного провода производят
сразу в седла на развернутые вдоль пути консоли (показано сплош-
ной линией на рис. 12), а в случае двух подвеску сначала подни-
мают к месту крепления тяги на опоре (показано штриховой ли-
нией) и затем уже переводят в седла. При этом действует
вертикальная нагрузка G^:
(59)
где G-нагрузка от веса пролета подвески, даН;
К-натяжение контактного провода (проводов), даН;
G4-нагрузка от веса одного человека с инструментом, даН;
^-расстояние от оси опоры до точки крепления несущего троса на консоли,
м;
hj -высота, на которую поднимается подвеска, м.
40
Как и при комбинированном методе монтажа, для уменьшения
монтажной нагрузки на консоль при монтаже понизу иногда подъ-
ем подвески производят одновременно на двух и более опорах.
В этом случае значение hr в формуле (59) выбирают в соответствии
с конкретными условиями монтажа.
Подъем цепной подвески с двумя контактными проводами,
а также подвески с одним контактным проводом на внутренней
стороне кривой иногда осуществляют сначала под пяты всех консо-
лей анкерного участка, а затем переводят в седла (показано штрих-
пунктирной линией на рис. 12). При этом вертикальную монтаж-
ную нагрузку можно определить по формуле (59), заменив размер
hr на h2. Если перевод подвески производят на консоли,
находящиеся в рабочем положении, то значение /к в формуле (59)
необходимо принять равным нулю, а горизонтальную монтажную
нагрузку определять по формуле (58), учитывая в ней суммарное на-
тяжение всех проводов подвески. При монтаже на кривых участках
пути следует также учесть усилия от изменения направления прово-
дов аналогично указанному выше для несущего троса.
Нагрузки GM и G^ для некоторых монтажных условий приве-
дены в табл. 18, где значения Тм и Тм + К приняты условно для
возможности определения нагрузок при других условиях путем ин-
терполяции. При вычислениях этих нагрузок принималось: h==hi =
7,5 м, h2 = 3 м и /к — 3,5 м.
Нагрузки Рм на каждые 100 даН натяжения монтируемых про-
водов в зависимости от габаритов установки опор на прямых
участках пути Г и длины пролета I следующие:
Г, м 3,1 3,5 4,9 5,7
Рм, даН, при: 50 м 7,75 8,75 12,25 14,25
1 — 60 м 6,45 7,30 10,20 11,90
1= 70 м 5,55 6,25 8,75 10,20
При вычислениях нагрузок Рм принимали, ЧТО Z = Г
По рекомендациям ВСН 141, на усилия, возникающие в случае
обрыва проводов цепной подвески, нужно рассчитывать консольные
опоры, жесткие поперечины, консоли и фиксаторы. Опоры гибких
поперечин на эти усилия не рассчитывают. При определении ука-
занных усилий следует учитывать обрыв только одного несущего
троса, что создает наиболее неблагоприятные условия работы опор.
Для опор с однопутными консолями учитывается приложенная на
конце консоли вертикальная нагрузка
<^д ^тах 5 (60)
где Gmax~ нагрузка от веса максимального пролета цепной подвески при расчет-
ном режиме, даН;
кд-динамический коэффициент, принимаемый равным 1,9.
Если расчетным является режим гололеда, то, учитывая сброс
гололедных образований при обрыве подвески за время с начала
41
Таблица 18
Несущие тросы и подвески 1, м Нагрузки GM и G'M, даН, при Тм и Тм + К, даН
500 1000 1500 2000 2500 3000
ПБСМ-70 50 100 135 160 — — —
70 110 145 170 — — —
ПБСМ-95 и 50 125 165 190 210 — —
М-95 70 135 175 200 220 — —
М-120 50 140 190 225 250 — —
70 155 205 240 265 — —
ПБСМ-70 + 50 — — 460/305 550/340 635/375 —
+ МФ-100 70 — — 430/315 490/340 555/365 —
ПБСМ-95 + 50 — — 470/315 560/350 645/385 735/445
+ МФ-100 70 — — 435/330 505/355 570/380 635/405
ПБСМ-95 + 50 — — 535/375 620/410 710/445 795/480
+ 2МФ-100 70 — — 530/415 595/440 645/465 720/490
М-120 + 50 — — 550/390 635/425 725/460 810/495
+ 2МФ-100 70 — — 555/440 615/465 680/490 745/515
Примечание. В числителе указаны нагрузки при переводе подвесок в седла от низа
опоры (/ц = 7,5 м), а в знаменателе-при переводе подвесок от пяты консоли (/i2 = 3 м).
обрыва до момента достижения динамической нагрузкой наиболь-
шего значения, расчетную толщину стенки льда можно принимать
равной 50% нормативной для статических условий.
Изгибающие моменты, действующие на консольную опору при
обрыве проводов,-полный Мд, вдоль пути Мх и поперек пути
Му-можно определить следующим образом.
МД = (6Д+6И)/К + 6КЙ1; (61а)
Мх = Мд sin Р;
Му = Мд cos р,
(616)
(61В)
где 6 -нагрузка от веса изоляторов, даН;
/^-расстояние от оси опоры до точки крепления несущего троса, м;
GK-нагрузка от веса консоли, даН;
Таблица 19
Контактные подвески Толщина стенки го- лоледа, мм бд, даН даН - м мх, даН • м му, даН м ТО6, даН
0 210 525 270 450 230
ПБСМ-95 + 10 255 610 315 520 250
+ МФ-100 15 285 665 345 570 260
20 320 730 375 625 275
0 395 910 520 745 295
М-120 + 10 465 1035 590 850 320
+ 2МФ-100 15 500 1100 630 900 335
20 560 1205 690 990 355
42
/
a - расстояние от оси опоры до центра тяжести консолй, м;
p-угол между повернувшейся консолью и линией, перпендикулярной к оси
пути:
sin р = Ь/1К ;
Ь- проекция консоли на ось пути, которую принимают равной конструктив-
ной высоте цепной подвески (независимо от длины пролета), м.
Для опор с жесткими поперечинами продольные нагрузки на по-
перечину рекомендуется определять исходя только из условий за-
делки несущего троса в седле:
^об ^тах^с "Г И » (62)
где Тоб-усилие, действующее на поперечину вдоль пути, даН;
кс-коэффициент сопротивления перемещению несущего троса в седле (кс =
— 0,75 для троса ПБСМ-95, кс = 0,7 для М-120, кс = 0,2 для ТК-70);
Н' - дополнительная сила сопротивления выдергивания троса, зажатого
в седле плашками, даН (Н' = 150 даН для тросов ПБСМ-95 и М-120,
Н' = 210 даН для ТК-70);
Gmax-TO же, что в формуле (60).
Для примера в табл. 19 приведены значения нагрузок и изги-
бающих моментов, которые надо принимать в расчетах при обрыве
несущего троса двух контактных подвесок (округление до 5 даН
и 5 даН • м).
При определении продольной нагрузки на жесткие поперечины
динамический коэффициент не вводится, так как максимальная
динамическая нагрузка не совпадает с моментом проскальзывания.
В расчете жесткой поперечины на вертикальную нагрузку от обры-
ва проводов подвески, которую определяют по формуле (60), дей-
ствие продольной силы не учитывают.
Нагрузки в случае обрыва проводов на опорах с питающими
или другими воздушными линиями (при отсутствии на этих опорах
консолей с цепной подвеской) определяют исходя из того, что обо-
рвался один из подвешенных на опоре проводов, обусловливающий
наибольший изгибающий или крутящий момент на опору. Про-
дольную силу, действующую на опору вдоль линии и приложенную
в точке крепления оборванного провода, принимают равной 50%
наибольшего натяжения провода, подвешенного на металлических
опорах, и 30% при подвеске на железобетонных опорах. Нагрузки,
возникающие в случае обрыва проводов, на концевые, угловые
и анкерные опоры определяют из условии обрыва 1/3 проводов
одного пролета, создающих максимальный изгибающий или крутя-
щий момент на опору.
ГЛАВА HI
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЕТРОВЫХ ОТКЛОНЕНИЙ ПРОВОДОВ
И ДЛИН ПРОЛЕТОВ МЕЖДУ ОПОРАМИ
9. Общие положения
Длина пролета между опорами контактной сети во многом
определяет ее надежность и экономичность. Чем больше длина
пролета, тем меньше число опор и, следовательно, существенно
меньше строительная стоимость контактной сети (стоимость опор
и фундаментов достигает 40% общей стоимости сети). Но с увели-
чением длины пролета становятся больше отклонения проводов
под действием ветра (их называют ветровыми отклонениями), в ре-
зультате чего при определенных условиях контактный провод мо-
жет сойти с полоза токоприемника и попасть под него. Это приво-
дит к разрушению токоприемника и повреждению струн
и фиксаторов, а в отдельных случаях к обрыву контактного прово-
да. Кроме того, увеличение длины пролета затрудняет соблюдение
вертикальных габаритов и повышает неравномерность жесткости
(эластичности) подвески вдоль пролета, что может нарушить нор-
мальный токосъем (см. главы IV и V). Ветровые отклонения прово-
дов необходимо знать и для проверки их допустимых горизон-
тальных габаритов.
Для токоприемников, эксплуатируемых в СССР, ширина рабо-
чей части которых составляет около 1,3 м, установлены макси-
мальные допускаемые ветровые отклонения контактных проводов
ЬКдп от оси токоприемника: 0,5 м для прямых участков пути
и 0,45 м для кривых. Эти значения необходимо соблюдать, учиты-
вая возможную порывистость ветра, влияние отклонения несущего
троса, а также дополнительного (под действием ветра) прогиба
опор на уровне контактного провода.
При проектировании контактной сети максимальную допускае-
мую длину пролета определяют из условия
max ~ дп ? (63)
где тах-максимальное ветровое отклонение контактного провода в пролете.
При двух контактных проводах величины Ьктах и Ькдп относят
к дальнему от оси токоприемника проводу.
Для выполнения условия (63) необходимо очень тщательно со-
блюдать параметры контактной сети, заданные проектом, при ее
эксплуатации.
Максимальное ветровое отклонение контактных проводов обыч-
но наблюдается при ветре наибольшей интенсивности и отсутствии
гололеда, но в отдельных случаях может возникнуть и при воздей-
44
ствии ветра меньшей силы на провода, покрытые гололедом. При
расчетах ветровых отклонений контактных проводов не учитывают
< их возможный износ, так как в этом случае ветровые отклонения
уменьшаются.
Для определения ветровых отклонений контактных проводов
и обусловленных ими длин пролетов между опорами применяют
методику, учитывающую статическое воздействие ветра. Влияние
1 динамических процессов приближенно учитывают при определении
расчетной скорости ветра, умножая нормативное ее значение на так
называемые коэффициенты порывистости, которые принимают
в зависимости от условий трассы (см. § 3). Это существенно упро-
щает все расчеты и в большинстве случаев дает вполне приемлемые
результаты. Однако в экстремальных условиях такое упрощение
может привести к ощутимой погрешности. Более точно учесть
динамическое воздействие ветра на провода можно с помощью ме-
* тодики, разработанной во Всесоюзном научно-исследовательском
институте транспортного строительства. Ниже будут рассмотрены
две методики-применяемая в настоящее время, которую назовем
статической, и методика, учитывающая динамические процессы воз-
действия ветра, которую будем называть динамической.
♦ Скорость ветра имеет постоянную и переменную составляющие,
поэтому и полное отклонение провода под действием ветра можно
определить как сумму статической и динамической составляющих.
Статическая составляющая перемещения провода определяется по
обычно применяемым формулам, но с учетом изменения натяжения
провода, вызванного его колебаниями. Так как пульсации скорости
ветра случайны, то динамическая составляющая перемещения про-
вода определяется средним квадратичным отклонением значения
этого перемещения. Точные расчетные формулы для практического
проектирования довольно сложны. Поэтому в параграфах 10 и 11
приводятся только упрощенные расчетные формулы динамической
методики, погрешность которых не превышает 5% (по сравнению
1 с результатами расчетов по точным формулам).
В местностях с особо сильными ветровыми воздействиями целе-
сообразно проектировать контактные подвески повышенной ве-
троустойчивости. К ним относятся подвески косые, ромбовидные
при двух контактных проводах и с оттяжными тросами при одном
контактном проводе. Косые подвески очень сложны в эксплуатации,
для них требуются специальные поддерживающие устройства,
вследствие чего их практически не применяют. Подвески с от-
тяжными тросами в СССР пока также не получили распростране-
ния вследствие конструктивных затруднений, но в дальнейшем при-
менение их вполне вероятно. Наиболее широко используются
ромбовидные подвески. Так как при ромбовидных подвесках увели-
чивается износ средней части контактных пластин токоприемников,
то их общая протяженность в пределах участка обслуживания не
должна превышать 20%.
Повышение ветроустойчивости ромбовидных подвесок (рис. 13),
как и подвесок с оттяжными тросами (рис. 14), достигается путем
> ~45
снижения свободной длины
пролета и увеличения попе-
речной жесткости подвесок.
Контактные подвески, вы-
полненные по схемам рис.
13, а и 14, а, характеризуют-
ся высокой ветроустойчи-
востью, но при этом требу-
ется устанавливать обратные
фиксаторы на всех опорах.
На двухпутных участках рас-
I
a) i i
Рис. 13. Схемы расположения в плане кон-
тактных проводов ромбовидных подвесок
стояния между стержнями основных фиксаторов соседних пу-
тей могут оказаться меньшими, чем требуется правилами тех-
ники безопасности. Поэтому на эксплуатируемых электрифици-
рованных линиях могут быть смонтированы подвески по схемам
рис. 13, б и 14,6, в которых устройство ромбов или установка от-
тяжных тросов предусмотрены не на каждой опоре, а через одну-
там, где уже имеются обратные фиксаторы. Однако такие подвески
обладают меньшей ветроустойчивостью, чем при схемах а, и вызы-
вают повышенный износ средней части контактных пластин токо-
приемников. Кроме того, на опорах, где нет ромбов или оттяжных
тросов, необходимо устанавливать жесткие распорки между ос-
новными фиксаторами и консолями, чтобы предотвратить раскры-
тие этих фиксаторов, которое в рассматриваемых условиях более
вероятно, чем при наличии зигзагов контактных проводов.
Скрепления контактных проводов в пролете ромбовидных под-
весок могут быть шарнирными и жесткими. При шарнирных скре-
плениях, обеспечивающих полное и всестороннее взаимное переме-
щение контактных проводов, их натяжения в случае воздействия
ветра будут неизменными. При жестких скреплениях натяжения
проводов в случае воздействия ветра будут различными: в первом
по направлению ветра проводе натяжение будет больше, чем во
втором. Это обусловит меньшие ветровые отклонения, чем при
шарнирных скреплениях. Следовательно, для вновь электрифици-
руемых линий целесообразно применять ромбовидную подвеску по
схеме рис. 13,а с жесткими скреплениями контактных проводов; та-
кая подвеска обеспечивает
наибольшую ветроустойчи-
вость. При этом на двух-
путных линиях необходимо
устанавливать опоры не
в створе, а со сдвигом друг
относительно друга вдоль
линии на 5 м. Если же тре-
буется применить ромбовид-
ную подвеску на уже экс-
плуатируемой линии, т. е.
при заданных длинах проле-
тов, то в каждом конкрет-
Рис. 14. Схемы расположения в плане кон-
тактных проводов подвесок с оттяжными
тросами:
1 - контактные провода; 2-оттяжные тросы; 3-ро-
лики
46
ном случае нужно выполнить соответствующие расчеты, выбрать
схему и скрепления, которые обеспечат необходимую ветроустойчи-
вость подвески.
Основными параметрами, определяющими ветроустойчивость
рассматриваемых подвесок при уже выбранной схеме, являются
расстояние X от оси опор до точек скрепления контактных прово-
дов в ромбовидных подвесках или до точек крепления оттяжных
тросов к контактному проводу, а также смещения а и b проводов
или оттяжных тросов на опорах относительно оси пути.
Расстояния от оси опор до мест скрепления контактных прово-
дов ромбовидной подвески для удобства монтажа можно при-
нимать равными расстоянию до второй от опоры простой струны
на несущем тросе, а от оси опор до мест крепления к контактному
проводу оттяжного троса-до околоопорной струны. Зигзаги кон-
тактных проводов ромбовидной подвески обычно принимают нор-
мальной величины, т. е. 0,3 м, но при необходимости повышения ве-
троустойчивости подвески их допустимо увеличить до 0,4 м.
Расстояния между контактными проводами в средней части проле-
та устанавливают минимально возможными по конструктивным
условиям. Узлы крепления оттяжных тросов к контактному прово-
ду желательно располагать от оси пути на расстоянии 0,1 м, а ро-
лики на фиксаторах-на расстоянии около 1 м.
Ветровые нагрузки на провода наиболее часто применяемых
контактных подвесок, необходимые для расчетов ветровых отклоне-
ний контактных проводов и максимальных допускаемых длин про-
летов, могут быть приняты по данным табл. 14 и 15.
Для облегчения пользования материалами данной главы приве-
дем принятые в ней основные условные обозначения и размерно-
сти:
/-длина пролета, м;
дк-нагрузка от веса контактного провода (проводов), даН/м;
д-нагрузка от веса цепной подвески, даН/м;
' Рк> Рн-нагрузки от ветра соответственно на контактный провод (провода) и не-
сущий трос обычной подвески, даН/м;
рк1 - нагрузка от ветра на один контактный провод ромбовидной подвески,
даН/м;
рк2-нагрузка на два контактных провода ромбовидной подвески с учетом их
взаимного экранирования, даН/м;
дн-результирующая нагрузка на несущий трос, даН/м;
рэ -эквивалентная нагрузка, заменяющая часть ветровой нагрузки, передаю-
щейся с контактного провода (проводов) на несущий трос обычной под-
вески, даН/м;
рэн, р'эн-то же при разных схемах ромбовидной подвески, даН/м;
а -зигзаг контактного провода, одинаковый по величине на соседних опо-
рах, м;
-больший зигзаг контактного провода^ м;
а2-меньший зигзаг контактного провода, м;
Я-радиус кривой пути, м;
ук, ун-изменения прогиба опор под действием ветра на уровнях соответствен-
но контактного провода и несущего троса, м;
/iq-конструктивная высота цепной подвески, м;
/2И-длина гирлянды подвесных изоляторов или крепительных деталей для
несущего троса, м;
47
еср, е'ср-средняя длина струн в средней части пролета, равной соответственно
половине и 4/5 его длины, м;
е0 - расстояние между несущим тросом и контактным проводом в середине
пролета, м;
к-расстояние от оси опоры до места скрепления контактных проводов
ромбовидной подвески или до места крепления оттяжного троса, м;
d - расстояние между контактными проводами ромбовидной подвески
в средней части пролета, м;
К-натяжение неизношенного контактного провода (проводов), даН;
Тв, Тг- натяжения несущего троса соответственно при ветре максимальной ин-
тенсивности и гололеде с ветром, даН;
То-натяжение несущего троса при беспровесном положении контактного
провода, даН;
Ек, Еот-модули упругости материалов соответственно контактного провода
и оттяжного троса, МПа;
SK, SCT-площади поперечного сечения соответственно контактного провода
и оттяжного троса, м2.
Обычно зигзаги контактных проводов на прямых участках пути
принимают разносторонними на смежных опорах и равными 0,3 м,
но в необходимых случаях (например, на воздушных стрелках или
сопряжениях анкерных участков) их изменяют. На кривых участках
пути нормальная величина односторонних зигзагов принимается
равной 0,4 м. В этом случае контактный провод образует хорду по
отношению к оси токоприемника (рис. 15, я). Однако при больших
радиусах кривых такие зигзаги могут вызвать нежелательное распо-
ложение контактного провода (рис. 15, в). Поэтому при известной
длине пролета на прямом участке пути /дР в таких же расчетных ус-
ловиях для кривых участков, если R щр/3,2, принимают а - 0,4 м,
а если R > /йр/3,2, то а — lnp/8R- В последнем случае контактный
провод в середине пролета будет располагаться по касательной
к оси токоприемника (рис. 15,6).
Значения предельных радиусов кривых ЯПр, при которых еще
допустимы зигзаги контактных проводов, равные 0,4 м, в зависимо-
сти от длины пролета на прямых участках пути /пр той же трассы,
следующие:
/пр, м 35 40 45 50 55 60 65 70 75
Епр, м 383 500 633 781 945 1125 1320 1531 1758
Длина пролета /Пр должна быть определена при нормальных
разносторонних зигзагах контактного провода. Если принять дли-
ну, допустимую при отсутствии зигзагов (т. е. расположить провод
по оси пути), то вследствие того, что Ьк дп для кривых участков пути
меньше, чем для прямых, значение радиуса Кпр, превышение кото-
рого обусловливает зигзаги меньшие 0,4 м, будет вычислено непра-
вильно.
Значения ук и ун для типовых железобетонных опор можно
принимать в зависимости от расчетной скорости ветра гр:
Г’р, м/с до 25 30- 35 40
Ук, м 0,010 0,015 0,022 0,030
Ун, м 0,015 0,022 0,030 0,040
48
---- - ось токоприемника ; _—— —контактный провод
Рис. 15. Расположение в плане контактного провода (сплошные линии) при раз-
личных зигзагах относительно оси токоприемника (штрихпунктирные)
Более точно эти величины определяются по формулам § 23.
Конструктивную высоту подвески при одном контактном прово-
де обычно принимают равной 1,8 м (иногда 1,6 м), а при двух про-
водах 2,0 м (иногда 2,2 м). В случае изолированных консолей йи —
= 0,16 м, а при подвесных изоляторах ПТФ70:
Число изоляторов в гирлянде 234
йи, м 0,56 0,73 0,90
При других типах подвесных изоляторов приведенные значе-
ния йи необходимо скорректировать.
Неизвестное на данном этапе расчета натяжение несущего
троса полукомпенсированной подвески в режиме максимального
ветра Тв ориентировочно можно принять равным при медном тро-
се 70% максимального, а при сталемедном и стальном тросах 75%
максимального. Натяжение несущего троса в случае беспровесного
положения контактных проводов То приближенно можно считать
равным 80% максимального независимо от материала несущего
троса.
Приводимые ниже расчетные формулы статической методики
в § 10 и 11 для различных подвесок, кроме ромбовидных с ромба-
ми на всех опорах, предложенных автором, даны по работам док-
торов техн, наук И. И. Власова и К. Г. Марквардта, а также канд.
техн, наук А. И. Гукова. Формулы динамической методики даны по
результатам исследований д-ра техн, наук В. П. Шурыгина и канд.
техн, наук А. П. Чучева.
10. Определение ветровых отклонений проводов
По статической методике максимальное ветровое отклонение
контактных проводов от оси токоприемника при обычных подве-
сках в общем случае может быть определено по формуле
_ (Рк - Рэ + K/R) ? («1 - а2)2К «1 + «2
ктах - —— + 2(рк-рэ + &/К)/2 ± 2 + Ук’
Верхние знаки перед дробью К/R соответствуют направлению
ветра от центра кривой, нижние знаки-к центру кривой. Верхний
знак перед полусуммой и а2 относится к односторонним зигза-
гам. При разносторонних зигзагах перед одним из них надо изме-
49
Рис. 16. Схема, поясняющая ветро-
вое отклонение контактного прово-
да от оси пути
нить знак на обратный и принять ту комбинацию знаков, которая
обусловит наибольшее значение Ьктах.
На прямых участках пути ветровое отклонение контактных про- !
водов от оси токоприемника на расстоянии х от опоры (рис. 16)
определяют по формуле
, (рК“Рэ)0“Х)* , а(1-2х) аг — а2
b =-------------------------------н ук, (65)
2К I 2
где средняя величина зигзага
1
а = 0,5 (щ + а2). (66)
Максимальным ветровое отклонение ЬКшах будет в точке при
I 2аК 1
х —-----------.
2 (Рк Рэ) '
Подставляя это выражение в формулу (65), получим
, (РК~Рэ)^ П1+П2
^ктах- 8К +(рк-рэ)/2+ 2 +Ук’ ( } j
Верхние знаки в формулах (66) и (67) относятся к разносторон-
ним зигзагам ал и а2, а нижние-к односторонним.
Формула (67) является универсальной. Если нет несущего троса,
т.е. если определяются ветровые отклонения одиночных проводов,
принимают рэ ~ 0. Аналогично поступают, определяя ветровое от-
клонение контактного провода цепной подвески без учета влияния >
несущего троса. При одинаковых разносторонних зигзагах кон-
тактных проводов на соседних опорах предпоследний член фор-
мулы (67) обращается в нуль.
На кривых участках пути ветровое отклонение контактных про-
водов бывает максимальным в центре пролета и при одинаковых
зигзагах определяется по формуле
(68)
, _ (Рк-РэН2
мпах- 8К + 8R
Эта формула получена при определенном направлении ветра-к
центру кривой, что является наиболее опасным при нормальном
расположении контактного провода по хорде относительно оси то-
коприемника (см. рис. 15, а). Положение контактного провода, пока-
занное на рис. 15, в, в эксплуатации нежелательно, а предельным
является положение, приведенное на рис. 15, б (по касательной к оси
50
токоприемника). Поэтому в формуле (68) отсутствуют знаки, со-
ответствующие направлению ветра от центра кривой, так как оно
при нормальном положении контактного провода не определяет
его максимальное отклонение от оси токоприемника, а при распо-
ложении провода по касательной к ней дает тот же результат, что
и в случае направления ветра к центру кривой.
При неодинаковых зигзагах контактных проводов на смежных
опорах кривого участка можно считать, что наибольшим ветровое
отклонение будет в середине пролета (как и при одинаковых одно-
сторонних зигзагах), поэтому расчетное значение а в формуле (68)
в этом случае вычисляется по выражению (66), но знак « + » в по-
следнем теперь нужно относить к односторонним, а « — » к разно-
сторонним зигзагам. Как и формула (67), формула (68) универ-
сальна.
Эквивалентная нагрузка рэ? входящая в формулы (64)-(68),
РкТ~~ РкК — ^^T[hHpn/qJi + ун — ук~\/1
р —------------------------------- (69)
Т + К + 10,6еср КТ/(дк12)
где Г-натяжение несущего троса, соответствующее расчетному режиму (для ком-
пенсированных подвесок-номинальное натяжение).
Значение еСр (рис. 17) в средней части пролета, равной 0,5/, при
заданной конструктивной высоте подвески h() можно определить
как
^ср = /1о-°Д15^2/То-
Формула (69) может быть представлена в виде
ркТ — риК — КТАэ/12
Т + К + есрТВэ/12 ’
(70)
(71)
где
Лэ ^(^иРн/‘7н Yh Yk)s 1О,6КУб/к.
Значения коэффициентов Аэ для некоторых расчетных условий
приведены в табл. 20. Коэффициент Вэ для подвесок с компенсиро-
ванными контактными проводами МФ-100 и МФ-150 равен 11900,
а при проводе МФ-85 составляет 11 960 м.
Формула (69) получена доктором техн, наук И. И. Власовым
в предположении, что несущий трос взаимодействует с контактным
проводом только в средней части пролета, равной его половине (см.
рис. 17). Доктор техн, наук К. Г. Марквардт, рассматривая взаимо-
действие проводов подвески во всем пролете, предложил другую
формулу для определения нагрузки, передающейся с провода на
провод. Эту нагрузку, обозначенную рс, можно принимать во всех
формулах данной главы для обычных подвесок вместо нагрузки рэ :
2 (рк Рн^О
3[Тп + К + 8е0КТпЖ/2)] ’
(72)
51
Рис. 17. Расчетная схема для определения
размера еср
Рис. 18. Расчетная схема для определения
нагрузки Рэк
Рис. 19. Расчетная схема для определения
ветровых отклонений контактных проводов
ромбовидной подвески при шарнирных скреп-
лениях
где Гп-приведенное (условное) на-
тяжение несущего троса:
п 1 + 8TVW2)'
Значение е0 можно опре-
делить по формуле
е0 = h0 — 0,125gl2/TQ. (74)
Номинальные натяжения
компенсированных проводов
и максимальное натяжение
некомпенсированного несу-
щего троса принимают по
данным табл. 10. Учитыва-
емые в расчетах полукомпен-
сированных подвесок натя-
жения несущего троса при
различных режимах, а так-
же значения величин ук, ун
и Ьи приведены в § 9.
Для ветроустойчивых под-
весок при определении мак-
симальных ветровых откло-
нений контактных проводов
в пролетах можно исполь-
зовать обычно принятую
схему расчета цепных под-
весок на отклонение про-
водов, В этом случае не-
обходимо предварительно
знать вызываемое ветром
перемещение узла скрепле-
ния контактных проводов
при ромбовидных подвесках
или узла крепления оттяж-
ного троса к контактному
проводу при подвесках с от-
тяжными тросами.
При шарнирных скре-
плениях контактных про-
водов ромбовидных подве-
сок могут быть использова-
ны формулы, применяемые
для расчетов ветровых от-
клонений контактных прово-
дов обычных подвесок. Не-
обходимо только учесть, что
ветровая нагрузка вдоль
пролета неравномерна, так
52
Таблица 20
Контактные подвески /1и, м Значения Аэ, м, при v, м/с
20 25 30 35 40
ПБСМ-70 + 0,16 0,304 0,448 0,616 0,776 0,920
+ МФ-100 0,73 1,256 1,888 2,624 3,312 3,904
0,90 1,536 2,320 3,216 4,072 4,800
ПБСМ-95 + 0,16 0,312 0,456 0,624 0,784 0,928
+ МФ-100 0,73 1,296 1,936 2,656 3,360 3,952
0,90 1,584 2,376 3,264 4,128 4,848
М-95 + 0,16 0,304 0,440 0,608 0,760 0,912
+ МФ-100 0,73 1,248 ‘ 1,864 2,568 3,256 3,848
0,90 1,528 2,288 3,152 4,000 4,728
М-120 + 0,56 0,680 1,024 1,440 1,864 2,320
+ 2МФ-100
М-95 + + 2МФ-100 0,56 0,648 0,976 1,384 1,816 2,240
ПБСМ-95 + 0,56 0,664 1,000 1,416 1,856 2,296
+ 2МФ-100
ПБСМ-70 -Г 0,56 1,056 1,584 2,168 2,688 ' 3,168
4- МФ-85 0,73 1,360 2,048 2,816 3,480 4,104
0,90 1,664 2,520 3,456 4,280 4,984
Примечание. Данные д ля подвесе к с низкол егированны [ми и бронзовыми контактными
проводами такие же, как и с медными.
как неодинаково расстояние между контактными проводами,
и в средней части пролета будет проявляться эффект экра-
нирования.
Неравномерную нагрузку вдоль пролета можно заменить равно-
мерной эквивалентной нагрузкой рЭк (штриховая линия на рис. 18):
Рэк = 2рк1 - (2рк1 - рк2)(1 - 4Х2//2).
(75)
Ветровое отклонение любого из контактных проводов от его
нормального положения при отсутствии ветра (рис. 19) в месте
скрепления проводов
(Рэк-Рэн)^(1 -X)
2К
в середине пролета
эк___г;
~8К
(76)
(77)
где {3—коэффициент, учитывающий степень шарнирности скрепления контактных
проводов; на основании опытных данных можно принять 0,85.
Эквивалентную нагрузку рЭн можно рассчитать по формуле (69),
в которую вместо рк нужно подставить величину рЭк, вычисленную
по формуле (75).
Чтобы определить ветровые отклонения контактных проводов
от оси пути, нужно значения, подсчитанные по формулам (76) и (77),
53
для первого по направлению действия ветра провода уменьшить,
а для второго увеличить на половину расстояния d между кон-
тактными проводами в средней части пролета.
Максимальное ветровое отклонение контактного провода на
участке между фиксатором и местом скрепления проводов
(см. рис. 19)
Ь' max = + а1 + Ук • (78)
Здесь аг = 0,5 (а + Ьс). Величина Ь' определяется по формуле (67) как
для провода с одинаковыми разносторонними зигзагами:
(Рк 1 Рэн ) 7-
8К2
2дСр К 2
(Рк 1 Рэн )
(79)
где К2-натяжение второго по направлению ветра контактного провода;
яср -условный средний зигзаг; яср — 0,5 (а — Ьс) при а > Ъс и пср = 0,5 (Ъс — а) при
а < Ьс. —
При жестких скреплениях контактных проводов ромбо-
видных подвесок, обусловливающих невозможность продольного
смещения проводов одного относительно другого, в случае воздей-
ствия ветра в первом по его направлению контактном проводе на-
тяжение будет увеличиваться, а во втором уменьшаться по сравне-
нию с одинаковыми натяжениями проводов до появления ветра.
Определить перемещение места скрепления контактных проводов
можно методом разнесения нагрузок в узлы. Для этого распреде-
ленные вдоль пролета нагрузки должны быть заменены сосредото-
ченными (рис. 20).
В соответствии со схемой рис. 20, учитывая обычно приме-
няемые допущения, ветровое отклонение узла жесткого скрепления
можно определить по формуле, предложенной инж. Г. Г. Энгель-
сом:
(80)
Сосредоточенная сила Р, заменяющая равномерно распределен-
ную нагрузку на контактные провода, определяется как
Р = 0,5(2рк1 - рэн)Х + (рк2 - рЭЙ)(0,5/ - ^). (81)
Максимальное ветровое отклонение второго по направлению ве-
тра контактного провода от оси пути в середине пролета
h max = Ьс + (Рк2 - Рэн) (1 “ 2Х)2/(8К) + 0,5d. (82)
Ветровое отклонение контактного провода на участке между
фиксатором и местом скрепления проводов можно определять ана-
логично изложенному выше по формуле (78), принимая при вычис-
лении Ь' коэффициент Р = 1.
54
При подвеске с оттяжны-
ми тросами на каждой опо-
ре (рис. 21) величина смеще-
ния под действием ветра
узла крепления оттяжного
троса к контактному прово-
ду может быть найдена по
формуле
Рис. 20. Расчетная схема для определения
ветровых отклонений контактных проводов
ромбовидной подвески при жестких скреп-
лениях
(Рк1 - Рэн)М1 - >0
2[K + (n + b)2/(Vp)]
1 1
где р =----1-----.
ДА EqjSqj
Величину Рэн, входящую
в эту формулу, следует опре-
делить по выражению (69),
в котором вместо нагрузки
рк нужно принимать нагруз-
ку Ркр
Принимая, что макси-
мальным ветровое отклоне-
ние контактного провода бу-
дет в середине пролета, его
можно найти по формуле
Рис. 21. Расчетная схема для определения
ветровых отклонений контактного провода
подвески с оттяжными тросами на всех опо-
рах
fycmax ~ Д + (Рк1 Рэн)(^ 2Z)2 /(8К).
(84)
Ветровые отклонения
контактных проводов ром-
бовидной подвески с ромба-
ми через опору (рис. 22, а)
в месте скрепления прово-
дов
в середине пролета
^кшах + (рк2 “Ь Рэн) * * * * * * * * * х
х (/- Х)2/(8К) + 0,5</. (86)
Ветровые отклонения кон-
тактного провода подвески
с оттяжными тросами через
опору (рис. 22, б) в месте
крепления оттяжного троса
, _ (Рк1 + Рзн№
с= 2 [К + (а + Ь)2/(Гр)] Ук;
(87)
Рис. 22. Расчетные схемы для определения
ветровых отклонений контактных проводов
подвесок с ромбами или оттяжными тро-
сами, установленными через опору
55
1
в середине пролета
Ьктах = 0>5(Ьс + а') + (рк1 + д'эн)(/ - Х)2/(8К),
(88)
где а'-расстояние от оси пути до узла крепления оттяжного троса к контактному
проводу.
Эквивалентную нагрузку рэ'н в формулах (85)-(88) находят из
выражения, полученного при допущении, что контактный провод
и несущий трос взаимодействуют друг с другом в части пролета,
равной 4/5 его длины:
рн(Z + Х)К - рк(/ - Х)Т.+ SKTjh^pJq, + 7н - YK)/U ~ М
К(/ + X) + Т(/ - X) + 8,34е'рКТ/[як(/ - X)]
(89)
Значение рк в формуле (89) для расчетов подвесок с оттяжными
тросами принимается равным рК1, а для расчетов ромбовидных
подвесок 2рК1, так как в последнем случае экранирование кон-
тактных проводов на длине X не учитывается. Величина вер опреде-
ляется как
= -0,0985 <j/2/T0.
(90)
Несмотря на ряд допущений, принятых при выводах расчетных
формул для ветроустойчивых подвесок, результаты расчетов доста-
точно близки к экспериментальным данным, что позволяет приме-
нять эти формулы для практических целей.
Определение ветровых отклонений контактных проводов обы-
чных подвесок по упрощенным формулам динамической методики
(см. § 9) выполняют следующим образом.
Отклонение проводов под действием ветра разделяют на стати-
ческую и динамическую составляющие. Величину статической со-
ставляющей Ьк определяют обычным образом, но при расчетной
скорости ветра, вычисленной по формуле (10). Динамическую соста-
вляющую Ьк можно определить как
(91)
где п и 5-коэффициенты, учитывающие пульсацию ветра;
^-коэффициент динамичности.
Остальные обозначения те же, что и выше.
Значения коэффициента г| находят в зависимости от длины про-
лета I:
/, м 30 40 50 60 70 80
П 0,74 0,70 0,65 0,60 0,56 0,51
Коэффициент 8 определяется скоростью ветра г:
v, м/с 10 15 20 25 30 35 40 45 - 50
5 0,10 0,13 0,16 0,18 0,20 0,22 0,24 0,25 0,26
56
Значения q определяются распределенной линейной нагрузкой
от веса провода д:
д, даН/м 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0
£ 0,80 0,86 0,90 • 0,93 0,96 0,98 1,00 1,02 1,03
Для параметров, не соответствующих приведенным выше, значе-
ния коэффициентов ту 5 и S, определяются линейной интерполяцией.
Таким образом, на прямых участках пути ветровое отклонение
контактного провода от оси токоприемника на расстояние х от
опоры аналогично формуле (65) может быть определено выраже-
нием
, (Pk-P3W-x)x а(1 — 2х) ах—а2
Ькх =----------(1 + Зг| 6^) +-+ - + ук. (92)
Максимальное ветровое отклонение bKmax на прямых участках
пути определится по формуле, аналогичной (67):
, _ (Рк - РэИ2 „ . о ,
\rnax (14"* +
оК.
(93)
Условия применения знаков в формуле (93) те же, что и для фор-
мул (66) и (67).
Максимальное ветровое отклонение контактного провода от оси
токоприемника в середине пролета на кривых участках пути (при
одинаковых односторонних зигзагах на смежных опорах) аналогич-
но формуле (68) определяется как
\ max = — + ЗГ)8^) +
I2
(94)
Формулы (92)-(94) справедливы как для компенсированных, так
и для полукомпенсированных подвесок.
11. Определение максимальных допустимых длин пролетов
Принимая максимальное ветровое отклонение контактных про-
водов равным допускаемому (см. § 9) и используя формулу (64), по-
лучим, что при расчетах по статической методике максимальная до-
пустимая длина пролета при обычных подвесках в общем случае
может быть определена по формуле
max
(95)
Здесь N — 2(ЬК дп — ук) + («1 4- а2), а условия применения зна-
ков перед дробью K/R аналогичны приведенным в § 10 для фор-
мулы (64).
57
Для прямых участков пути формула (95) может быть пре-
образована к виду
'max = 2|/КВпр/(рк - рэ), (96)
где
Условия применения знаков в формуле (97) такие же, что и
в формуле (67). При одинаковых разносторонних зигзагах на
смежных опорах формула (97) принимает вид
^пр ^КДП YK + ]/(^К ДП Yk) (98)
Для кривых участков пути формула (95) может быть пре-
образована (учитывая только направление ветра к центру кривой)
в следующую:
2КВкр
Рк - Рэ + K/R ’
(99)
где ВКр — Ькдп Yk Т д.
В тех случаях, когда на соседних опорах прямых участков пути
применены одинаковые разносторонние зигзаги контактных прово-
дов, равные 0,3 м, а на кривых одинаковые односторонние зигзаги,
равные 0,4 м, значения Впр и Вкр в зависимости от ук следующие:
Yk, М 0,010 0,015 0,022 0,030
-^пр> М 0,877 0,866 0,850 0,832
^кр, М 0,840 0,835 0,828 0,820
Формулы (96) и (99) являются универсальными и используются
так, как указано в § 10 для формул (67) и (68). Однако при опреде-
лении величины рэ Уже необходимо знать длину пролета, вслед-
ствие чего применяют метод последовательных приближений. Сна-
чала определяют длину пролета без учета влияния несущего троса
(т. е. принимая рэ = 0), а затем, получив при найденной длине проле-
та значение рэ, вычисляют /тах по формуле (96) или (99). Указанные
действия повторяют до тех пор, пока разность между пролетами,
определенными без учета и с учетом влияния несущего троса, не
станет менее 5 м. При этом нужно учитывать, что пролеты длиной
более 70 м для новых линий не проектируют.
Пользуясь формулой (99), обычно принимают а = 0,4 м. При
этом на кривых больших радиусов длина пролета может получить-
ся больше, чем для прямых участков пути. Это значит, что кон-
тактный провод займет положение, показанное на рис. 15, в. Но та-
кое положение провода нежелательно, поэтому обычно принимают
длину пролета на таких кривых равной длине пролета на прямом
участке. В этом случае действительные зигзаги должны иметь зна-
58
чения, вычисленные в соответствии с условиями, приведенными
ш § 9.
При ромбовидных контактных подвесках с ромбами на каждой
опоре (см. рис. 13, а) и шарнирными скреплениями контактных про-
водов, если наибольшее ветровое отклонение контактных проводов
будет в середине пролета, максимальная допустимая по ветровым
отклонениям длина пролета
max
2К
жк-рД(6кдоп-7к~0,м'
(100)
Величины рэк и рэн нужно определять методом последова-
тельных приближений. Вычислив длину пролета по формуле (100),
необходимо проверить ветровое отклонение на участке между фик-
сатором и местом скрепления контактных проводов, пользуясь вы-
ражением (78). Если это отклонение больше допустимого, то /тах
следует соответственно уменьшить или изменить расположение
мест скрепления проводов.
Максимальная допустимая по ветровым отклонениям длина
пролета при жестких скреплениях контактных проводов и наиболь-
шем отклонении в середине пролета
(101)
Коэффициенты, входящие в формулу (101), имеют следующие
значения:
/4 Ка [2(рк1 рэн)сх T (рК2 Рэн) (0,25 ос )J ,
Я = 2(Рк2 “ РэнЖ5 - ti)2a2EKSK - 2К2а2 (Ьк доп - ук - 0,5d);
С = 4Ka2EKSK(Ьк доп - ук - 0,5^).
Для определения искомой длины пролета необходимо задаться
значением а = X// или знать его. Определив /тах по формуле (101),
проверяют соответствие ветрового отклонения допускаемому на
участках между фиксаторами и местами скреплений проводов ана-
логично тому, как это было указано для шарнирных скреплений.
При ромбовидных подвесках с ромбами через опору (см.
рис. 13,6), используя фомулу (86), максимальную допускаемую дли-
ну пролета можно определить как
К (2ЬК доп bc d)
Рк2 4" Рэн
(102)
где величину Ьс рассчитывают по формуле (85).
Для подвесок с оттяжными тросами, если эти тросы располо-
жены на каждой опоре (см. рис. 14, а), максимальная допускаемая
59
длина пролета на основании формулы (84) определяется выраже-
нием
2Х (Ьк доп Ьс)
Рк 1 Рэн
(103)
где величина Ьс определяется по формуле (83).
Если оттяжные тросы расположены через опору (см. рис. 14,6),
то максимальную допускаемую длину пролета, принимая наиболь-
шее ветровое отклонение в середине пролета и используя формулу
(88), можно определить как
(104)
где величина Ьс определяется по формуле (87).
Поскольку для определения Ьс нужно знать длину пролета, при
расчетах по формулам (102)—(104) применяют метод последова-
тельных приближений.
Определение максимальных допустимых длин пролетов обы-
чных подвесок по упрощенным формулам динамической методики
(см. § 9) выполняют следующим образом:
на прямых участках пути (при одинаковых разносторонних зиг-
загах на смежных опорах)
= 2/квпр/(рл “ рэ);
(105)
на кривых участках пути (при одинаковых односторонних зигза-
гах на смежных опорах)
'max = 2 J/2KВкр/(ркК, -рэ + K/R).
(106)
В формулах (105) и (106) все обозначения (кроме коэффициента кг)
те же, что в формулах (96) и (99). Значение коэффициента кг опреде-
ляется выражением
= к2 + 2т|8^,
(107)
г к2 - коэффициент, учитывающий упругие деформации провода при его
отклонении;
г|, 8 и ^-то же, что и в формуле (91).
Значение коэффициента к2 определяется выражением
к2 = к3к4к5.
(108)
Коэффициент к3 определяется в зависимости от длины пролета /:
/, м
кз
30
0,72
40
0,70
50
0,68
60
0,66
70
0,64
80
0,62
60
Значения коэффициента к4 зависят от скорости ветра v:
v, м/с 10 15 20 25 30 35 40 45 50
к4 1,50 1,50 1,49 1,45 1,41 1,35 1,29 1,22 1,14
Коэффициент к5 находят в зависимости от типа контактного
провода (проводов):
Тип провода МФ-85 МФ-100 МФ-150 2МФ-100
к5 0,99 1,00 1,04 1,075
Значения к3, к4 и к5 для параметров, не соответствующих приве-
денным выше, определяются линейной интерполяцией.
Как и при статической методике, надо применять метод после-
довательных приближений-сначала определять приближенное зна-
чение длины пролета без учета влияния натяжения несущего троса
на ветровые отклонения контактных проводов (т. е. принимать рэ =
— 0). Коэффициент кц в первом расчете можно задавать равным
Единице. Затем следует уточнить его значение по формуле (107)
и определить новую ориентировочную длину пролета при этом зна-
чении к1? после чего вычислить нагрузку рэ по формуле (69) и, введя
ее в выражение (105) или (106), учесть влияние несущего лроса. Рас-
четную скорость ветра следует определять по формуле (10).
Максимальную длину пролета, определенную по ветровым от-
клонениям контактных проводов, необходимо еще проверить по со-
блюдению их вертикальных габаритов. В обычных условиях мини-
мальная допустимая высота контактного провода hm^ от уровня
головок рельсов (у. г. р. на рис. 23) в эксплуатации составляет 5,75 м
на перегонах и 6,25 м на станциях, максимальная допустимая высо-
та /lmax = 6,8 М.
Проверяемая длина пролета при компенсированных подвесках
допустима, если выдержаны следующие условия:
у опоры
ААДИ F/— F + А/1ИГ + А/г0 +/;
у окслоопорной струны
ААДП > F? - F + А/2нГ + ААХ +/;
в середине пролета при Айс > f
А^дп Fr 3~ А/гиг Т ААС,
где Fp- вертикальная проекция стрелы провеса несущего троса при гололеде
с ветром;
F, /-нормальные стрелы провеса соответственно несущего троса и контакт-
ного провода (при отсутствии дополнительных нагрузок);
А^Иг~изменение высоты положения контактного провода при ветре во время
гололеда вследствие поворота гирлянды подвесных изоляторов (при не-
изолированных консолях и без учета незначительного влияния фиксато-
ров).
61
Рис. 23. Расчетная схема для определения
максимальной допустимой длины проле-
та при компенсированной подвеске
(штриховая линия-нормальное положе-
ние контактного провода при отсутствии
дополнительных нагрузок)
В этих выражениях Ah0, Ah1? Ahc-соответственно подъемы кон-
тактных проводов токоприемником у опоры, у околоопорной
струны и в середине пролета, определяемые по формулам, приве-
денным в § 15. (Эти подъемы на рис. 23 не показаны.)
Очевидно, что при Айс > Дй0 +/и при А/гс > Ahx +/ расчет нуж-
но вести для середины пролета; если же A/i0 +/> A/ic или Ah± +/>
> Дйс, то более неблагоприятные условия будут соответственно
у опор или у околоопорных струн.
Введем условные обозначения:
у опоры
А^ДП А^'ДП Д^ИГ A/Iq У,
у околоопорной струны
А^дп1 А/1дП A/iHr A/zx j
и в середине пролета
А/1дП А/1дП А/?иг A/zc.
с
Тогда для максимально! о допускаемого по габаритным условиям
пролета предельным будет значение
где с-расстояние от оси опоры до околоопорной струны.
Решая это уравнение относительно /тах, получим
Ux = - 0.5/1 + ]/0,25Л2 + В, (109)
где А = 4сК/ Т; В = 4с2 К/ Т+ 8 (7+ K)Ah^n/gr.
Поскольку величины Ah0, и A/ic, а также АЬИГ и / зависят от
неизвестной на данном этапе длины пролета, для практических рас-
четов можно принимать при одном контактном проводе ДйдП =
— 0,85 м для перегонов и АйдП = 0,4 м на станциях, а при двух кон-
тактных проводах на 0,05 м больше, не уточняя, для какого места
пролета ведется расчет.
Для середины пролета при компенсированных подвесках выра-
жение (109) приводится к виду
Апах ~ |/2 ТД/^дд /дг • (110)
62
При полукомпенсированных подвесках для середины пролета
проверку его длины можно осуществить по приближенной формуле
г U ~ 21/2Д^п/(^2/г2 - wjzj, (111)
где W2 и Z2 - приведенные линейная нагрузка и натяжение несущего троса для
режима, при котором возможна максимальная стрела провеса не-
сущего троса (определение приведенных нагрузок и натяжений
* см. в гл. VI);
Ж1 и Z -то же, для режима, при котором имеет место минимальная стре-
ла провеса несущего троса.
Если, в результате проверки окажется, что длина пролета /, опре-
деляемая условиями соблюдения вертикальных габаритов кон-
тактных проводов, будет меньше длины по ветровым отклонениям,
то при дальнейшем проектировании нужно принимать значение /,
обеспечивающее соблюдение вертикальных габаритов.
\ При проектировании контактной сети детально выясняют усло-
вия ветровых воздействий в данном районе (см. § 3), и поэтому пра-
вильно сооруженная сеть обеспечивает нужную ветроустойчивость.
Однако в процессе эксплуатации климатические условия могут из-
. меняться и тогда возникает необходимость проверки и повышения
ветроустойчивости контактной сети. Текущая проверка необходима
и для определения правильности эксплуатационного содержания се-
ти. Практически на линии возможно измерить только длину проле-
та и размеры зигзагов контактных проводов, а для ромбовидных
подвесок еще расстояние X (см. рис. 13). Поэтому в разработанных
для этой цели инструктивных указаниях приведены максимально
допускаемые длины пролетов и расстояния X, а также предельные
। зигзаги на смежных опорах, при которых обеспечивается требуемая
► ветроустойчивость сети в данных конкретных условиях (ветровой
район и условия трассы).
При разработке инструктивных указаний оказалось возможным
объединить различные контактные подвески, так как разность в до-
► пускаемых длинах пролетов не превышала допусков, принятых для
установки опор (+1 и —2 м). Для примера в табл. 21 и 22 даны
максимальные допустимые длины пролетов на прямых участках пу-
ти при обычно применяемых контактных подвесках (см. табл. 21)
и при двух схемах ромбовидных подвесок с жесткими скреплениями
контактных проводов (см. табл. 22).
Данные в табл. 21 и 22 приведены для всех семи ветровых райо-
нов СССР, участков, защищенных (А) и не защищенных (Б) от дей-
ствия йетра, а также для насыпей высотой от 5 до 25 м (В) и насы-
пей, мостов и эстакад высотой более 25 м (Г). Пролеты для
ромбовидных подвесок даны при оптимальном размере X, равном
74 части длины пролета, и различных зигзагах контактных прово-
дов. Все пролеты в табл. 21 и 22 определены исходя из расчетного
режима максимального ветра по статической методике и округлены
. до 1 м.
Сравнивая данные табл. 22 с аналогичными данными в табл. 21, -
можно определить эффективность различных схем ромбовидной
63
Таблица 21
Характеристики подвесок Усло- вия трас- сы Максимальные допустимые пролеты, м, в ветровых районах
I II III IV V VI VII
М-120 + 2МФ-100 и ПБСМ-95 + 75 75 75 71 63 58 54
+ 2МФ-100, компенсированные Б 75 75 68 62 55 51 47
и полукомпенсированные, на В 75 68 59 53 48 44 40
подвесных изоляторах Г 71 63 55 50 45 40 37
ПБСМ-70 + МФ-100 и А 70 70 67 60 53 49 46
ПБСМ-95 + МФ-100, ком- Б 70 67 58 52 46 43 39
пенсированные и полукомпен- В 70 62 53 48 43 39 36
сированные, на изолированных консолях Г 65 57 50 45 40 36 33
ПБСМ-70 + МФ-100 и А 70 70 63 57 51 47 44
ПБСМ-95 4- МФ-100, компен- Б 70 64 55 50 44 40 37
сированные и полукомпенсиро- В 67 59 51 46 41 37 35
ванные, на подвесных изолято- рах Г 61 54 47 43 38 35 32
ПБСМ-70 + МФ-85 п С-70 + А. 70 70 61 56 49 45 43
+ МФ-85, полукомпенсирован- Б 70 62 53 48 43 40 36
ные, на подвесных изоляторах В 64 57 49 44 40 37 34
Г 59 52 46 42 37 34 31
Примечание. Пролеты длиной более 75 и при двух контактных проводах и более
70 м при одном контактном проводе не указаны.
L
Таблица 22
Характеристики подвесок Усло- вия трас- сы Зиг- заги, м Максимальные допустимые пролеты, м, в ветровых районах
I II III IV V VI VII
М-120 + 2МФ-100 и А о,3 75 75 75 75 74 69 65
ПБСМ-95 + 2МФ-100 с /Ч 0,4 75 75 75 75 75 74 69
ромбами на каждой опо- К 0,3 75 75 75 74 67 62 57
ре (см. рис. 13, а) JD 0,4 75 75 75 75 72 67 61
0,3 75 75 72 67 61 58 54
В 0,4 75 75 75 72 66 62 58
0,3 75 75 68 63 58 55 51
1 0,4 75 75 73 68 62 59 55
М-120 + 2МФ-100 и 0,3 75 75 75 74 67 62 58
ПБСМ-95+ 2МФ-100 с 0,4 75 75 75 75 69 64 60
ромбами через опору Б 0,3 75 75 71 65 59 55 51
(см. рис. 13, б) 0,4 75 75 73 68 61 57 53
0,3 75 71 64 59 53 50 47
В 0,4 75 74 66 61 55 52 48
Т~' 0,3 73 67 60 55 50 47 44
I 0,4 75 70 62 57 52 49 45
Примечание. Максимальная длина пролета принята равной 75 м, большие пролеты
не указаны.
64
подвески во всех ветровых районах при разных условиях трассы,
и зигзагах контактных проводов.
Если измеренная длина пролета или размеры зигзагов не обус-
ловливают требуемую ветроустойчивость обычной контактной под-
вески, возможно осуществление мероприятий (приводимых в поряд-
ке их сложности): изменение зигзагов контактных проводов;
повышение натяжения контактных проводов (в допускаемых пре-
делах); переоборудование обычной контактной подвески в подвеску
повышенной ветроустойчивости (при двух контактных проводах-в
ромбовидную, при одном контактном проводе-в подвеску с от-
тяжными тросами или в косую); установка дополнительных (фикси-
рующих) опор в середине пролетов или переразбивка пролетов, ес-
ли нельзя добиться нужной ветроустойчивости другими мерами.
Усилить ветроустойчивость ромбовидной контактной подвески
возможно заменой шарнирных скреплений жесткими, приближе-
нием мест скреплений к опорам и устройством ромбов на каждой
опоре, если они были установлены через опору.
Максимальную допускаемую длину пролета принимают мень-
шую из значений, определяемых расчетами в условиях ветра наи-
большей интенсивности и ветра при наличии гололедных образова-
ний на проводах контактной сети. Исследованиями установлено,
что длина пролета в случае гололеда с ветром получается меньше,
чем при максимальном ветре без гололеда, только в районах со
значительной интенсивностью гололедных образований. Но при на-
личии большого гололеда на контактных проводах не сможет осу-
ществляться движение поездов и, следовательно, не нужно опасать-
ся схода токоприемника с контактного провода. А после того как
гололед, даже частично, будет удален (плавкой или механическими
средствами) или образование гололеда будет предотвращено про-
филактическим подогревом проводов, ветровое отклонение кон-
тактного провода станет меньше, чем при ветре максимальной ин-
тенсивности. Таким образом, уменьшение длины пролета из-за
ветровых отклонений контактного провода при гололедном режиме
в ряде случаев приведет к неоправданному увеличению строитель-
ной стоимости контактной сети. По нашему мнению, максималь-
ную допускаемую длину пролета следует определять только при
режиме ветра наибольшей интенсивности независимо от размеров
гололедных образований.
3. Зак. 1448
ГЛАВА IV
РАСЧЕТЫ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ КОНТАКТНЫХ ПОДВЕСОК
С ТОКОПРИЕМНИКАМИ
12. Методы исследований
В процессе проектирования контактных подвесок и токоприем-
ников для высоких скоростей движения поездов необходимо оцени-
вать качество токосъема при различных вариантах исполнения
взаимодействующих конструкций, чтобы правильно выбрать их оп-
тимальные параметры. Для этого нужно или строить траектории
токоприемников и кривые их контактных нажатий, или определять
экстремальные значения вертикальных перемещений точки контак-
та полоза токоприемника с контактным проводом и контактных
нажатий, вызывающих эти перемещения, а иногда только устана-
вливать возможность отрыва полоза токоприемника от контактно-
го провода. Расчеты по статической методике не могут обеспечить
решение таких задач; для этого необходимо учесть динамику взаи-
модействия контактной подвески с токоприемниками в процессе
токосъема.
В связи с ростом скоростей движения поездов расчеты, учиты-
вающие динамику, приобретают все большее значение и непрерыв-
но совершенствуются. Основная цель таких расчетов-обеспечение
высокого качества токосъема путем стабилизации контактного на-
жатия каждого из участвующих в процессе токосъема токоприемни-
ка около оптимального уровня. Это приведет к снижению износа
контактных проводов и токосъемных пластин, а также к уменьше-
нию помех радиоприему, возникающих при искрении и отрывах
токоприемников.
Выполнение необходимых расчетов на ЭВМ позволит суще-
ственно расширить границы исследований, а при необходимости
экспериментов-сократить их объем и затраты на них.
Взаимодействие контактной подвески с токоприемниками пред-
ставляет собой очень сложный колебательный процесс, в котором
участвуют разнородные колебательные системы-две из них с рас-
пределенными параметрами (железнодорожный путь и контактная
подвеска) и несколько систем с условно сосредоточенными параме-
трами (локомотивы с токоприемниками). Таким образом, интере-
сующие нас точки контакта полозов токоприемников с контактным
проводом совершают колебания, обусловленные параметрическим
возбуждением со стороны контактной подвески вследствие перио-
дического изменения ее параметров, а со стороны локомотива-воз-
действием колеблющихся токоприемников, на основания которых
передаются колебания пути и электро подвижного состава. Кроме
того, вдоль контактной подвески в обе стороны от точки приложе-
66
Рис. 24. Схема, поясняющая взаимо-
действие контактной подвески с токо-
приемником
ния контактного нажатия каждо-
го из токоприемников распро-
страняются волны колебаний,
влияющие на взаимодействие
подвески с другими токоприемни-
ками. Сказанное можно пояснить
схемой, приведенной на рис. 24,
для случая, когда один токо-
приемник движется со скоростью
v в направлении, указанном верх-
ней стрелкой.
Методы исследований взаимо-
действия контактной подвески
с токоприемниками можно разде-
лить на аналитические, модели-
рующие и экспериментальные.
Такое разделение весьма условно, так как все эти методы тесно свя-
заны. Результаты расчетов аналитическим или моделирующим ме-
тодом не могут быть достоверными без экспериментального под-
тверждения, а моделирующие и экспериментальные методы дол-
жны базироваться на определенных теоретических предпосылках.
Аналитические методы можно -разделить на две основные
группы-учитывающие и не учитывающие динамические процессы;
моделирование может быть физическим и математическим (с по-
мощью универсальных ЭВМ и на специально разработанных элек-
троаналоговых установках); эксперименты проводят либо в лабора-
торных условиях, либо на действующих линиях или на специальных
полигонах.
Для проектирования контактной сети основной интерес предста-
вляют аналитические методы исследований. Принципиально воз-
можно на стадии проектирования использовать специальные элек-
троаналоговые установки, в которых моделировался бы процесс
взаимодействия контактной подвески с токоприемниками. Однако
подобных установок нет, и поэтому в дальнейшем подробно рас-
сматриваются только аналитические методы расчетов, учитываю-
щие динамические процессы. Для выполнения подобных расчетов
обычно используют универсальные ЭВМ.
Расчеты, учитывающие динамику, можно базировать на резуль-
татах анализа процессов, возникающих при токосъеме, принимая их
детерминированными или случайными. И в том и в другом случае
развитие методик расчета идет по различным путям в зависимости
от того, учитывается или не учитывается распространение колеба-
ний вдоль контактной подвески.
Не менее важен учет влияния на токосъем колебаний пути и ло-
комотива. Воздействия этих колебаний, а также ветра (действие его
допустимо учитывать совместно с аэродинамическими силами)
всегда являются случайными. Можно считать случайными и неко-
торые другие факторы, например кривые провисания контактных
проводов, натяжения проводов подвески, расположение струн и т. д.
з* 67
Поэтому исследования динамики взаимодействия контактной под-
вески с токоприемниками методами теории вероятностей являются
более строгими. Однако учет случайных явлений существенно ус-
ложнит решение поставленной задачи. Поэтому в первую очередь
были разработаны методики расчетов взаимодействия контактной,
подвески с токоприемниками, базирующиеся на анализе детермини-
рованных процессов.
Большинство современных методик расчета, разработанных
в различных странах, не принимает во внимание распространение
волн колебаний в обе стороны от точки контакта вдоль контактной
подвески. Такие методики применяются лишь для расчетов взаимо-
действия контактной подвески с одним токоприемником. При взаи-
модействии же контактной подвески с несколькими работающими
одновременно токоприемниками без учета распространения колеба-
ний вдоль контактной подвески точно решить задачу нельзя. Влия-
ние .на процесс токосъема колебаний локомотива необходимо
учитывать, так как иначе результаты расчетов могут существенно
разойтись с действительными перемещениями или нажатиями.
Из сказанного следует, что решить поставленную задачу анали-
тически на основе анализа детерминированных процессов достаточ-
но трудно. Колебания даже одиночного провода описываются диф-
ференциальными уравнениями в частных производных четвертого
порядка со сложными граничными условиями. Колебания каждого
из токоприемников должны быть представлены обыкновенными не-
линейными дифференциальными уравнениями, которые нужно ре-
шать совместно с уравнением колебаний контактной подвески
и уравнениями, описывающими колебания крыши локомотива. По-
следние происходят с переменной амплитудой и спектром частот,
зависящими от типа локомотива, состояния пути и скорости движе-
ния. Колебательная система, в которой учтены все участвующие
в процессе токосъема компоненты, обладает бесконечным числом
степеней свободы. Все это делает практически невозможным анали-
тические решения систем таких уравнений без принятия каких-либо
упрощающих допущений. Однако каждое из вводимых допущений
должно быть тщательно обосновано. Критерием приемлемости тех
или иных допущений является соответствие результатов аналитиче-
ских расчетов экспериментальным данным с достаточной для прак-
тических целей точностью.
В Советском Союзе вопросами динамического взаимодействия
контактной сети с токоприемниками и разработкой соответствую-
щих методик расчета занимаются многие научные организации
(ВНИИЖТ, ВЗИИТ, МИИТ, ОмИИТ и др.). Ниже приводится раз-
работанная в МИИТе под руководством автора методика динами-
ческого расчета, результаты которого подтверждены эксперимен-
тальными исследованиями, выполненными совместно с лаборато-
рией тяговой сети и токосъема ВНИИЖТа (см, § 15). Эта методика
рекомендована для практического применения в проектных орг ани-
зациях комиссией электрификации и энергетики научно-техническо-
го совета МПС.
68
Несмотря на то что указанная методика не учитывает распро-
странение колебаний вдоль контактной подвески, она позволяет не
J только достаточно просто моделировать процесс взаимодействия
контактной подвески с токоприемником, но и производить необхо-
димые расчеты на ЭВМ. В МИИ Те имеются соответствующие вы-
числительные программы для различных ЭВМ, с помощью ко-
торых выполнено большое число расчетов и решен ряд практиче-
ских вопросов.
С целью облегчения пользования материалами данной главы
приведем принятые в ней основные условные обозначения и еди-
ницы измерения различных величин:
Р-полное контактное нажатие, даН;
Р -постоянная составляющая контактного нажатия, даН:
р =р + Р' •
л с О ' л Т ’
Ро-сила нажатия подъемных пружин токоприемника, приведенная к оси верхних
шарниров подвижных рам, даН;
Р'-вертикальная составляющая силы аэродинамического воздействия (при необ-
ходимости с учетом ветра) на элемент i, даН;
Q-переменная составляющая контактного нажатия, даН:
|Т Q = ± ра ± wt ;
Ра-инерционная составляющая контактного нажатия, даН;
Ра-инерционная сила, возникающая при разности ускорений верхних шарниров
подвижных рам и центра их масс, при передаче колебаний крыши локомотива
к оси верхних шарниров, даН;
т.-условная приведенная масса элемента /, кг;
г—коэффициент вязкого трения элемента i, даН-с/м;
Wj-сила сопротивления сухого трения в элементе i, даН;
ж.-жесткость элемента г, даН/м;
А-длина пружин кареток токоприемника в свободном состоянии, м;
^•-ордината точки на элементе i при наличии нажатия токоприемника, м;
г£-то же при отсутствии нажатия токоприемника, м;
У1~скорость перемещения точки на элементе /, м/с;
Уг~ускорение точки на элементе i, м/с2;
0-круговая частота изменения параметров контактной подвески, рад/с:
0 = 2nv/l;
г-скорость поезда, м/с;
/-длина пролета между опорами контактной сети, м;
Г-натяжение несущего троса, даН;
К-натяжение контактного провода (проводов), даН;
Н-натяжение рессорного троса, даН;
Лл-амплитуда колебаний крыши локомотива, м;
> сол-основная круговая частота колебаний крыши локомотива, рад/с;
ф-угол сдвига начала колебаний крыши локомотива относительно начала проле-
та контактной подвески, рад.
В зависимости от того, какой элемент подлежит рассмотрению, индекс i заме-
няется на соответствующий: н-несущему тросу, к t-контактному проводу, к-кон-
тактной подвеске, т-токоприемнику, п-полозу токоприемника, р-подвижным ра-
мам токоприемника, 1 -элементам, расположенным между полозом и подвижными
рамами токоприемника, 2-элементам, находящимся между верхними шарнирами
подвижных рам токоприемника и крышей локомотива, л-крыше локомотива.
Массы и приводятся к* точке контакта полоза токоприемника с контактным
проводом, а масса тр-к оси верхних шарниров подвижных рам токоприемника.
69
13. Критерий и показатели оценки качества токосъема
Критерием оптимального качества токосъема для проектируе-
мого участка являются минимальные суммарные приведенные за-
траты на контактную сеть и токоприемники, позволяющие обеспе-
чить при их взаимодействии заданные режимы работы всех
устройств электрической тяги. Указанные затраты определяются
известным выражением
П = кэ[Кк + Кт] + [Эк + Эт], (112)
где Л - приведенные затраты на контактную сеть и токоприемники, руб./год;
Кк, Кт-капитальные затраты на контактную сеть и токоприемники, руб.;
кэ-коэффициент эффективности капитальных затрат, 1/год;
Эк, Эт-годовые эксплуатационные расходы на контактную сеть и токоприем-
ники (включая амортизационные отчисления), руб./год.
Основной частью расходов на содержание контактной сети и то-
коприемников, связанных с процессом токосъема, являются за-
траты на замену изношенных контактных проводов и токосъемных
пластин токоприемников. Интенсивность износа контактирующих
элементов находится в определенной зависимости от контактного
нажатия. Эту зависимость для конкретных условий взаимодействия
контактной подвески с токоприемником можно представить кри-
вой, показанной на рис/ 25. По оси ординат этого графика могут
быть отложены значения износа контактных проводов (либо то-
косъемных пластин или суммарного) в мм2/км или в кг/км. Мини-
мум кривой на рис. 25 определит оптимальное значение контактно-
го нажатия РОпт, обусловливающего наименьший износ контакти-
рующих элементов.
Поскольку методика расчета критерия оценки качества токосъе-
ма, количественно связанного с износом контактных проводов и то-
косъемных пластин, еще не разработана, то пользуются различны-
ми техническими показателями, которые позволяют дать качествен-
ную оценку токосъема при сравнениях вариантов исполнения тех
или иных конструкций контактных подвесок и токоприемников или
при сопоставлениях их взаимодействия в различных условиях
работы.
Наиболее объективной функцией для определения различных по-
казателей оценки качества токосъема является контактное нажатие.
Рис. 25. Зависимость износа контакти-
рующих элементов от нажатия токо-
приемника
Рис. 26. Примерное изменение нажа-
тия токоприемника вдоль пролета
контактной подвески
70
Рис. 27. Гистограмма нажатий токо-
приемника в пролете контактной под-
вески
Чем стабильнее контактное нажатие, тем меньше изнашиваются
контактные провода и токосъемные пластины и, следовательно,
лучше качество токосъема. При этом необходимо, чтобы нажатие
было стабилизировано на оптимальном уровне, который должен
быть установлен с возможно большей точностью.
Располагая, кривыми изменения контактного нажатия вдоль
пролета контактной подвески Р (х) или экстремальными значениями
нажатия в пролете, при проектировании контактных подвесок и то-
коприемников можно использовать следующие показатели, харак-
теризующие местный износ контактных проводов (рис. 26).
Коэффициент относительного изменения контактного нажатия
п, выбирается из двух значений:
п1 = pjpc - 1 и и2 = Pmin/Pc - 1, (ИЗ)
где Ртах и Pmin-экстремальные значения контактного нажатия в одном и том же
пролете.
Токосъем считается удовлетворительным, если | п | 0,3 4- 0,5.
Чем больше скорость движения, тем меньше следует принимать
предельное значение п.
Максимальная переменная составляющая контактного нажа-
тия Q. выбирается из следующих двух значений:
Q1 = Лпах - РС И 2 2 = Рт.п “ РС • U14)
Исходя из сказанного выше токосъем можно считать удовлетво-
рительным при условии
121тах<(0,3“0,5)Рс.
(И5)
При наличии кривых изменения контактного нажатия вдоль
пролета можно построить гистограмму (рис. 27) и определить вред-
нее квадратичное отклонение нажатия по формуле
] Г»г————
°[р] = / Е [Л- - ш(Р)]2—,
i=l п
(116)
где m(P) = Е р1~-
i=i ”
В этих выражениях:
Р^ среднее значение контактного нажатия в интервале i (см. рис. 27);
п - число случаев с нажатием Р ;
п-общее число случаев (интервалов).
71
Рис. 28. Примерная траектория токо-
J приемника (сплошная линия) и поло-
жение контактного провода при отсут-
ствии нажатия токоприемника (штри-
ховая)
Чем меньше величина а[Р], тем лучше качество токосъема.
С помощью этого показателя можно характеризовать средний из-
нос в пролете, анкерном участке и т.д.
• Кроме указанных, при проектировании контактных подвесок
и токоприемников могут быть использованы показатели оценки ка-
чества токосъема, характеризующие вертикальные перемещения
точки контакта полоза токоприемника с контактным проводом
(рис. 28).
Максимальный размах (двойная амплитуда) вертикальных пере-
мещений точки контакта
2^ —У к max Уктш>
(117)
где уктах (экстремальные значения высоты точки контакта в одном и том же
и Л min I пролете.
Чем меньше значение показателя 2Л, тем ближе к прямолиней-
ной траектория токоприемника и тем лучше качество токосъема.
Чтобы определить этот показатель, нужно иметь или кривые траек-
тории токоприемника в пролете ук (х), или экстремальные значения
высоты точки контакта в пределах данного пролета.
Отжатие контактного провода в заданной точке
Укх Укх ZKX >
(118)
где укх (ординаты контактного провода на расстоянии х от опоры соответствен-
и zKX ( но при наличии и отсутствии нажатия токоприемника.
Этот показатель имеет значение для сравнительной проверки ка-
чества токосъема при проходе контактной подвески в искус-
ственных сооружениях и в других условиях (например, под фиксато-
рами).
В тех случаях, когда при сравнении качества токосъема имеется
возможность определить длительность отрыва полоза токоприем-
ника (или его отдельных пластин) от контактного провода, может
быть использован коэффициент отрыва токоприемника (в %)
кот = “100,
Т '
(119)
где тот - суммарное время отрыва токоприемника (или его пластин) за период вре-
мени т.
Токосъем считается удовлетворительным, если кОт 2%. При
полном отрыве токоприемника показатель кОт характеризует
-72
местный износ контактных проводов, при частичном отрыве (т.е.
отдельных пластин)-средний износ, а иногда и местный.
Определение длительности отрыва полоза токоприемника от
контактного провода при аналитических расчетах представляет
сложную задачу. На стадии проектирования контактных подвесок
и токоприемников в ряде случаев достаточно только установить
возможность такого отрыва, что достигается просто-фиксирова-
нием точки, в которой нажатие токоприемника становится отрица-
тельным.
Таким образом, при проектировании контактных подвесок и то-
коприемников можно использовать только показатели | Q |тах или
2А (обычно они дают однозначные решения), а в тех случаях, когда
этого недостаточно, определять возможность отрыва полоза токо-
приемника от провода. При необходимости нужно еще устанавли-
вать отжатия контактных проводов в тех точках, где может возник-
нуть недопустимый подъем контактного провода. Помимо этого,
следует проверять соответствие экстремальных значений контакт-
ного нажатия допускаемым. Поскольку последние нормами не уста-
новлены, ориентировочно можно принимать для' токоприемников
серии Л допустимые изменения контактного нажатия в пределах от
4 до 20 даН (при угольных вставках), а для токоприемников серии
Т-в пределах от 6 до 36 даН.
14. Методика расчета динамического взаимодействия
контактной подвески с токоприемником
Пролет между опорами контактной сети делят на большое чис-
ло отдельных интервалов, внутри которых все параметры кон-
тактных подвесок и токоприемников принимают неизменными.
Распределенные параметры контактной подвески заменяют сосре-
доточенными и приведенными к точке контакта с полозом токо-
приемника.
Как уже указывалось, при взаимодействии контактной подвески
и токоприемника общая колебательная система обладает беско-
нечным числом степеней свободы. Рассмотрим, как это принято,
взаимодействие отдельных элементов системы исходя из приве-
денных к соответствующим точкам масс (что для пути и контакт-
ной подвески совершенно условно) и учтем связи между этими мас-
сами в виде жесткостей, вязкого и сухого трения. Принимая во
внимание только наиболее существенные перемещения в вертикаль-
ной плоскости и значительно упростив колебательные системы пу-
ти и локомотива, можно при наличии, контакта полоза токоприем-
ника с контактным проводом представить для каждого интервала
пролета общую колебательную систему с шестью степенями сво-
боды (рис. 29).
Колебания пути передаются на локомотив, масса которого зна-
чительно больше массы токоприемника. Поэтому, не принимая во
внимание обратное воздействие' токоприемника на локомотив, ко-
73
Рис. 29. Колебательная си-
стема с шестью степенями
свободы
лебания последнего можно учесть, введя
в схему вертикальные перемещения кры-
ши. Эти колебания имеют определенный
спектр частот и переменную амплитуду.
Для упрощения расчеты производят при
постоянной амплитуде Ал и основной кру-
говой частоте галопирования или под-
прыгивания локомотива сол, принятых по
экспериментальным данным и усреднен-
ных для различных скоростей движения.
В этом случае колебания крыши локомо-
тива могут быть описаны функцией
Гл = АЛ cos (юлГ + ф). (120)
Не учитывая незначительных колеба-
ний опор (вследствие их большой массы),
допустимо от системы с шестью степе-
нями свободы перейти к системе с тремя
степенями свободы (рис. 30, а). На рис. 30, а
контактная подвеска представлена с раз-
делением условных приведенных масс от-
дельных проводов, благодаря чему мож-
но рассматривать несинфазные колебания
несущего троса и контактного провода.
Такие колебания могут возникнуть при наличии рессорных струн,
обычно применяемых в условиях высоких скоростей движения,
а также при разгрузке отдельных' простых струн. Последнее
возможно в случае существенного увеличения контактного на-
жатия, вызванного ростом его аэродинамической составляю-
щей при увеличении скорости движения. Кроме того, схема
рис. 30, а позволяет учитывать наличие в струнах демпфирующих
устройств.
Токоприемник с обычно применяемым подрессориванием поло-
за представлен на рис. 30, а системой с двумя степенями свободы.
При специальных конструкциях может понадобиться рассмотреть
токоприемник и с большим числом степеней свободы, но это не
представит никаких принципиальных затруднений.
Особенностью схемы рис. 30, помимо разделения колебаний
проводов контактной подвески и учета колебаний локомотива пере-
мещениями его крыши, является также разделение трения во всех
элементах на вязкое и сухое. Это позволяет изучать влияние раз-
личных видов трения на процесс токосъема независимо друг от
друга. Кроме того, отдельно учтено воздействие аэродинамических
сил на полоз и рамы токоприемника, что позволяет более точно
оценить влияние этих воздействий.
Жесткость подъемных пружин токоприемника при составлении
схемы рис. 30, а (и последующих) не учтена, так как в каждом пра-
вильно отрегулированном аппарате изменения жесткости этих пру-
жин при вертикальных перемещениях токоприемника в пределах
74
рабочей высоты не должны отражаться на силе их воздействия Ро,
приведенной к оси верхних шарниров подвижных рам. Поэтому до-
статочно ввести в расчетную схему силу Ро, приняв ее неизменной.
Штриховыми линиями показаны положения отдельных элементов
колебательной системы при отсутствии нажатия токоприемника.
Расчетные уравнения для одного интервала пролета получим
в удобной для практических целей подвижной системе координат,
1 начало которой перемещается вдоль пути вместе с токоприемни-
ком, а горизонтальная ось абсцисс расположена на произвольной
высоте. Составим расчетную схему (рис. 30,6), на которой реакции
отдельных связей заменены эквивалентными силами Рн, РК1, Pi и
Р2? а фиктивные силы инерции обозначены Ран, Рак1 и Рар. Напра-
вления действия всех сил, кроме инерционных, указаны в соответ-
ствии с принятыми в данный момент времени перемещениями всех
масс снизу вверх и при соотношении отдельных перемещений ун >
1 > Ук > Ур > Ул- Направления действия инерционных сил показаны
условно.
На основании принципа Даламбера справедливы следующие
уравнения, если принять за положительное направление сил вверх:
(121)
~ Аф ~ ^2 + Pi + Ро + + /Ор — 11-
Входящие в эти уравнения силы определяются выражениями:
^нУн 1" ЖН (Гн *Н) "У ’
— Гк1 (Ун Ук) “Ь Жк1 (ун ук hy) + WK1,
Pl = (Ук " Ур) + Ж1 (ук - УР - Ю + ;
(122)
Pap — ЩрУр 9
Р2 = Г2 (Ур “ Ул) + W
Подставив значения всех сил из выражений (122) в уравнения
(121) и выполнив соответствующие преобразования, получим иско-
мую систему дифференциальных уравнений:
™нУн + гнУн + жн(Ун - zh) + WH + ГК1 (Ун - Ук) + ^К1 (Ун - Ук - + WK1 = °;
(mKi + тп)ук + (ук - Ур) + жх (ук - ур - h) + Wj - гк1 (ун - ук) -
(123)
ЖК1 (Ун Ук ^1) WK1 ~ Рп •>
^рУр + ^2(Ур - Ул) + w2 - Fi (Ук - Ур) - Ж! (Ук - Ур - h) - Wi = Ро + + Рр.
Рис. 30. Колебательная система с тремя Рис. 31. Колебательные системы
степенями свободы (д) и ее расчетная схе~ с двумя (д) и одной (б) степенями сво-
ма (б) боды и их расчетные схемы
Решив для всех интервалов пролета систему уравнений (123)
с помощью любой универсальной ЭВМ, можно построить кривую
траектории токоприемника в пролете ук(х), а также кривые переме-
щений несущего троса и верхних шарниров подвижных рам
токоприемника ур(.х).
Кривую изменения вдоль пролета контактного нажатия Р(х)
строят, решив для всех интервалов пролета уравнение, полученное
для условий равновесия массы тК1 на рис. 30,6:
Р — 7Дк1Ук “Ь /К1 (ук ун) + ^Cr1 (Ук Ун “У ^1) ~l~ WK1 •
(124)
Практические решения получены пока для систем с двумя
(рис. 31, а) и одной (рис. 31,6) степенями свободы.
Аналогично изложенному в той же системе координат для системы
с двумя степенями свободы справедливы выражения:
(125)
76
где значения Рар, Р, и Р2 те же, что и выше, а силы Рак и Рк:
Рак (^к "Т тп) У к ’ I
( (126)
Рк = гкУк + •”< к (Ук - ZK) + WK.
Выполнив соответствующие преобразования, получим искомую
систему дифференциальных уравнений в виде:
(тк + Шп)ук + гкук + жк(ук - zK) + wK + rt (ук - ур) + ж, (ук - ур - h) + Wj = Р„ ;)
'"рУр + г2 (Ур - Ул) + w2 - ri (А - Ур) - Ж1 (Ук - Ур - h) — wt = Ро + + Рр. J
Для системы с одной степенью- свободы справедливо уравнение
- Рак - Рк - Рт + Ро + Ра + Рт = О,
(128)
где значение Рк то же, что и выше, а
Рак (тк Р ™т) Ук >
(129)
Рт П(Ук Ул) “Ь ^т-
Искомое дифференциальное уравнение
(mK + тт)ук + гкук + жк(ук - zK) + wK + rT(yK - ул) + wT = Ро + Ра' + Р'. (130)
Контактное нажатие Р для систем с двумя и с одной степенями
свободы в каждый момент времени будет определяться выраже-
нием, полученным для условий равновесия массы тк в схемах
рис. 31,
Р - Шкук + гкук + жк (тк - zK) T wK. (131)
При разработке алгоритма решения для ЭВМ задают шаг инте-
грирования, т.е. время прохода одного интервала из них, на ко-
торые будет разделен расчетный пролет. Сравнительные расчеты
показали, что достаточная точность результатов достигается при
длине интервалов, равной 1 м. Длительность шага определится
в зависимости от заданной расчетной скорости движения.
Решение дифференциальных уравнений выполняется по стан-
дартной программе, постоянно хранящейся в долговременном за-
поминающем устройстве ЭВМ-. Обращение к этой программе осу-
ществляется с помощью условного кода (команды). Расчетные
дифференциальные уравнения (127) и (130) приводят к виду:
для системы с двумя степенями свободы (см. рис. 31, а)
Ук -^1Ук 3“ ^гУр ^зУк Л$.Ур — Л5, I
/ (132)
Ур + -®1Ур + -^2Ук + ^зУр 3" $4-Ук ” 5 ’
для системы с одной степенью свободы (см. рис. 31,6)
Зк З- ^1Ук З” -^гУк ’ ^3'
(133)
77
Значения коэффициентов в уравнениях (132) и (133) в каждом ин-
тервале пролета определяются следующими выражениями:
жк +
А3=-.—....
тк + тп
жг 1
Д4 =-------------; А5 =-----------(Рп' - И’к - W1 + + ж^);
т* 4- тп тк + тп
(Л, + Ра 4- Рт wK vvT -f- жкгк -Ь гтул).
mK + / лт
Можно принять, что ось абсцисс располагается на уровне голо-
вок рельсов, но удобнее задавать условную начальную высоту кон-
тактного провода у опор равной 6 м. Необходимые для решения
г дифференциальных уравнений исходные данные вводятся в ЭВМ
принятым для этой машины способом. Изменения расчетных пара-
метров по интервалам пролета могут быть заданы в табличной
форме или соответствующими формулами (например, косину-
соиды). Определение параметров, необходимых для выполнения
г расчетов, а также рекомендуемые значения и законы изменений от-
i дельных параметров вдоль расчетного пролета приведены в § 15.
Силы сопротивления сухого трения для упрощения в приве-
денных формулах обозначены w/. Более строго надо было их обо-
значить Wjsignjy. Чтобы автоматически изменялся знак силы
сопротивления сухого трения при перемене направления скорости
| движения данного элемента в вертикальной плоскости, а также бы-
ли устранены в расчетах разрывные функции, в уравнениях для
ЭВМ вместо Wfsigny) можно задавать w/ th(lOjj), а вместо
sing (yj - у77)-выражение wf th [1О(уу - у„)].
Если необходимо учесть одностороннее действие каких-либо
демпфирующих устройств, оказывающих воздействие только при
перемещениях токоприемника вниз, то, принимая результирующую
скорость со знаком « — », коэффициенты вязкого трения следует за-
давать в виде
0,5 [1 - или 0,5 [1 - - уи)/]/(у7 - У„)2] Гр
Инерционная сила Ра' незначительна и в практических расчетах
ее допустимо не учитывать.
78
Поскольку совпадение начала колебаний крыши локомотива
с началом пролета контактной подвески-явление случайное, то для
получения более точных результатов расчеты следует выполнять
для нескольких пролетов, учитывая колебания крыши локомотива
при различных значениях угла ср в формуле (120), а затем опреде-
лять искомые величины как средние из полученных для отдельных
пролетов. При этом надо задать расчетную круговую частоту коле-
баний крыши локомотива таким образом, чтобы полный цикл ко-
лебаний занял принятое к расчету число пролетов, а значение ча-
стоты не выходило за пределы, установленные при эксперимен-
тальных исследованиях (8,8-10,7 рад/с). Для соблюдения этого
условия расчетная круговая частота сол должна быть определена по
формуле
юл — 1,75м;/(т/),
(134)
где т-принятое к расчету число пролетов;
s- любое целое число, не кратное т.
Расчетные значения $ определяются выражением
s = 3,6т//[(О,585 Т- 0,715) г], (135)
в котором скорость поезда v принята в км/ч, а период колебаний
локомотива установлен по опытным данным в пределах
0,585-0,715 с.
Сравни тельные расчеты показали, что достаточно принять т —
= 5. Однако полное число расчетных пролетов должно быть боль-
шим, чем т, так как начальные условия для первого пролета могут
быть заданы лишь приближенно (например, по статическому расче-
ту), вследствие чего данные по начальным пролетам нельзя считать
достоверными. Полное число расчетных пролетов можно задать
равным десяти (2m), а необходимые величины вычислять как сред-
ние для пролетов с 6-го по 10-й включительно.
В тех случаях, когда не требуется высокая точность, расчеты
можно упростить, не учитывая несколько различных форм колеба-
ний крыши локомотива. При этом в каждом пролете следует при-
нимать ср “ 0 (или я/2), а результаты расчетов выводить на печать
ЭВМ только тогда, когда начальные и конечные значения для рас-
четного пролета совпадут с заданной точностью.
15. Определение расчетных параметров
Для того чтобы выполнить рассмотренные выше расчеты, нуж-
но иметь следующие исходные данные: z
по контактной подвеске-жесткость жк, условную приведенную
массу тк, параметры вязкого и сухого трения гк и wK, провес кон-
тактного провода в -свободном состоянии (задаваемый ординатой
zK). Необходимо знать законы изменения всех этих параметров
79
вдоль пролета. Тип подвески, натяжения ее проводов и стрела про-
веса контактного провода должны быть известны;
по токоприемникам-нажатие подъемных пружин, равное сред-
нему статическому нажатию Ро; аэродинамические силы Рп и Рр,
действующие соответственно на полоз и на подвижные рамы; при-
веденные массы полозов и подвижных рам тп и тр; жесткость пру-
жин, подрессоривающих полоз, жг; параметры вязкого и сухого
трения в верхнем узле (гх и wt) и в подвижных рамах (г2 и w2) с уче-
том демпфирующих устройств, если они установлены. Если полоз
не подрессорен или это не учитывается, нужно знать суммарные па-
раметры, указанные выше отдельно для полозов и подвижных рам
(Рт? wt)?
по электроподвижному составу-амплитуду Ал и основную ча-
стоту колебаний сол, которые принимают по опытным данным.
Рассмотрим определение всех перечисленных выше параметров.
Для вычисления жесткости (или эластичности) контактной л
подвески достаточно знать подъем контактного провода в опреде-
ленной точке пролета Айкх и силу Рх, вызвавшую его. Тогда в этой
точке жесткость подвески и эластичность определяют соответствен-
но как
— ^х/^-^кх > (136)
Лкх — ^кх/^х • (137)
Точно определить подъем контактного провода весьма сложно,
так как, помимо зависимости от силы нажатия токоприемника
(определяется конструкцией токоприемника, скоростью движения
и др.) и параметров контактной подвески (натяжений проводов, гео-
метрических размеров и др.), этот подъем зависит еще от состояния
струн. Когда нажатия токоприемника невелики, струны, находящие-
ся вблизи точки приложения силы, как правило, не разгружаются,
т.е. продолжают выполнять свою функцию. При значительных на-
жатиях струны ослабляются и могут разгрузиться совсем. По- ।
лностью разгруженные струны перестают выполнять свое назначе-
ние, а нагрузка от контактного провода передается на струны,
более удаленные от точки приложения силы. Чем больше нажатие
токоприемника, тем больше струн разгружаются по обе стороны от
точки его приложения. Особенно сложно определять подъем кон-
тактного провода в опорных узлах рессорных подвесок, где к пере-
численным факторам прибавляется еще влияние изменения положе-
ния и натяжения рессорного троса. Этим же объясняется и то, что I
нельзя определять подъем контактного провода в различных частях
пролета рессорной подвески по одним и тем же формулам.
Аналитическая методика определения подъема контактного про-
вода под действием силы, разработанная д-ром техн, наук
К. Г. Марквардтом, предусматривает предварительный анализ со- *
стояния струн и в зависимости от конкретной ситуации предлагает
соответствующие расчетные формулы. В проектной практике при-
меняют более простую методику, которая излагается ниже.
80
I
Рис. 32. Расчетные зоны пролета рессорной контактной подвески:
1 -рессорный трос; 2-подрессорная струна; 3-околоопорная струна
При расчетах по этой методике в пролете контактной подвески
различают три расчетные зоны (рис. 32). Зоны А и Б относятся
к опорным узлам подвески, зона В-к средней части пролета. Ка-
ждой из зон соответствуют определенные расчетные формулы. Для
опорных узлов подвесок с рессорными тросами имеются опытные
коэффициенты, полученные на основании обработки результатов
массовых экспериментальных исследований, выполненных под ру-
ководством автора. При этих исследованиях в широком диапазоне
менялись все параметры контактных подвесок (пролег, натяжения
проводов, геометрические размеры опорных узлов и др.), а нажатие
токоприемника изменялось через каждые 2 даН до 30 даН включи-
тельно. Однако приводимые ниже опытные коэффициенты прове-
рены только для подвесок с положительными стрелами провеса
контактного провода (проводов). Поэтому их можно применять без
ограничений лишь для компенсированных подвесок, а для полуком-
генсированных-только при температурах, равных температуре бес-
провесного положения контактного провода (проводов) или боль-
ших ее.
Выбор расчетной формулы производится в зависимости от ме-
ста расположения токоприемника в пролете и от соотношения ме-
жду силой его нажатия и силой, при которой происходит разгрузка
струн. Если токоприемник находится под струной, то его нажатие
может либо не вызывать разгрузку данной струны, либо вызвать
разгрузку ее, но не разгружать соседние, либо разгружать и дан-
ную, и соседние струны. Когда токоприемник расположен между
струнами, надо различать условия подъема проводов до и после
разгрузки этих струн.
Примем следующие обозначения: К0-сила, при которой на-
чинается разгрузка подрессорных струн; J^-то же околоопорной
струны; К/-то же струн соседних с указанной; Кс-то же любой
струны в средней части пролета Если нажатие токоприемника
Р приложено под струной, расчетные случаи могут быть классифи-
цированы так, как показано в табл. 23 применительно к рис. 32.
Если нажатие токоприемника Р приложено в середине расстоя-
ния между струнами, то расчетные случаи можно классифицировать
так, как это показано в табл. 24 (см. рис. 32).
81
Таблица 23
Условия расчета Соотношение сил в зоне
Б (точки 1 и 5) В (точки 2, 3, 4)
До разгрузки данной струны После разгрузки данной струны, но до раз- грузки соседних струн После разгрузки соседних струн p^Ri R, < Р « R'i P>R’l Rc< Р < 3RC ЗКС < Р 5RC
Силы, при которых происходит разгрузка различных струн,
определяют по формулам, полученным на основании. эксперимен-
тальных исследований:
йо = адк(с + в1) + 0р2й + ”ссс + пфсф' + 2Л^; (138)
=адк-0,5(с-«1+ ci) +Gc +wi; (139)
R^n^c+lJcJ+lG^ + N;-, (140)
Rc = (Wc + Gc - NC)(T+ K)/T, (141)
где
N = 4/K/(/ - 2c); (142)
Nl = N[l-c1/(/-2c)]; • (143)
N1' = N[l-3c1/(/-2c)]; (144)
Nc = 8fKcJ(l - 2c)2. (145)
В формулах (138)—(145), помимо условных обозначений, приве-
денных в § 12 и показанных на рис. 32, применены следующие:
дк, ур-нагрузки соответственно от контактного провода и рессорного троса
длиной 1 м, даН/м;
G'c~нагрузка от струнового зажима вместе с частью струны, воспринимае-
мая при ее разгрузке, даН;
Сф-часть нагрузки от фиксатора, передающаяся на контактный провод
при воздействии токоприемника, даН;
ик, ис, Иф-число соответственно контактных проводов, струн и фиксаторов.
Основные формулы для определения подъемов контактных про-
водов в зонах А и Б получены с обычными допущениями-не
учитывается собственная жесткость проводов, натяжения несущего
троса и контактных проводов при нажатии токоприемника счи-
таются неизменными. Кроме того, не учитываются подъемы кон-
тактных. проводов и изменения натяжений рессорных тросов на
опорах, соседних с той, для которой рассчитывается опорный узел.
Однако введение в эти формулы опытных коэффициентов компен-
сирует допущения, принятые при выводе, и результаты расчетов по
ним весьма близки к экспериментальным данным.
Для определения подъема контактного провода в точках 0 (см.
рис. 32), если нажатие токоприемника не вызывает разгрузки под-
82
Таблица 24
Условия расчета Соотношение сил в зоне
А (точка 0) А (точки 01 и 50) Б (точки 12 и 45) В (точки 23 и 34)
До разгрузки со- седних струн После разгрузки соседних струн Р^КО P>RO —+ Rj 2 Р> ~°- + 2 P^Rr+Rc P>R1+RC V/ ° гч у V/
рессорных струн, составим расчетную схему, представленную на
рис. 33,а. Здесь половина силы нажатия токоприемника Р отнесена
к рассматриваемому пролету, а вторая половина-к соседнему (ле-
вому) пролету. Определив сумму моментов всех сил относительно
точки Б сначала до, а затем после воздействия токоприемника
и вычтя первую сумму из второй, получим
0,5 (Vi - VA) I + 0,5 Pl - (К + Я') A/i0 + (И' - Я) b = 0. (а)
Пренебрегая незначительными горизонтальными перемещения-
ми, рассмотрим уравнения равновесия сил в узле Л до и после воз-
действия токоприемника (рис. 33,6). Вычтя первое уравнение для
половины вертикальной составляющей опорной реакции из второ-
го, получим
0,5(Ил'-Ил)= -(T-H')\hJa-(H'-H)yJa. (б)
Подставив значение полуразности вертикальной составляющей
опорной реакции из выражения (б) в (а) и выполнив соответствую-
щие преобразования, найдем
Р _ 2(Т - РТ) MJa — 2(Н' — Н)(yja - b/l)
&h0 =-----------п/Г/зя;;----------
(в)
Обозначив отношение подъемов проводов Д/1а/Дй0 = , полу-
чим расчетную формулу
P-2(Hf ~Н)(уа/а-Ь/1)
2(Т- Н'^/а + 2 (К + Н')/1 '
Рис. 33. Расчетная схема для определения величины Д/1о
83
Рис. 34. Расчетная схема для опреде-
ления величины Д/?!
Рис. 35. Расчетное распределение
жесткости подвески (д) и расположе-
ние контактного провода (6) в пролете
Для определения подъема контактного провода в точке 1 (см.
рис. 32), если нажатие токоприемника не вызывает разгрузки дан-
ной струны, составим расчетную схему рис. 34. Вызванное нажа-
тием токоприемника изменение момента от вертикальных сил
АМверт = Р(/-с)сД,
а изменение момента о г горизонтальных сил
(г)
(д)
АМгор = TAh, + К (Ah,- AhG) - H'Ah0 + (Н' - Н) Ъ.
Приравняв выражения (г) и (д) и выполнив соответствующие
преобразования, получим
АМверт + (К + И') Ah0 - (Н' -Н)Ь
(е)
Обозначив отношение подъемов проводов АЛ0/Ай1 = Уз, полу-
чим расчетную формулу
Рс(1 - с) - (Н' - Н)Ы
[Т+К-(К + Я')ТзВ'
(147)
Определение подъемов контактных проводов в основных
точках пролета может быть выполнено по формулам, приведенным
в табл. 25, где формулы для зон А и Б даны без уч^та влияния из-
менений натяжения рессорного троса, а формулы для зоны В соста-
влены по работам д-ра техн, наук И. И. Власова и канд. техн, наук
Ю. И. Горо. пкова. Там же указаны эмпирические формулы для вы-
числений опытных коэффициентов у.
У подвесок с одним и двумя контактными проводами при со-
вмещенных струнах, по экспериментальным данным, подъемы про-
водов в точках 01 и 50 (см. рис. 32) до разгрузки соседних струн на
10%, а после разгрузки соседних струн на 25% выше, чем в точках
0 и О'. В точках 12 и 45 до разгрузки соседних струн подъемы про-
84
водов на 35%, а после разгрузки соседних струн на 65% выше, чем
в точках 1 и 5. У подвесок с двумя контактными проводами и шах-
матным расположением струн в точках 01, 50, 12 и 45 будут нахо-
диться струны, подъемы проводов в течках 01 и 50 будут примерно
такими же, как в точках 0 и О', а в точках 12 и 45-на 10% выше,
чем в точках 1 и 5.
При расчетах подвесок с шахматным расположением струн рас-
стояния сив соответствующих формулах нужно принимать по
тому из контактных проводов, у которого подрессорная струна
ближе к опоре, а расстояния с учитывать по несущему тросу.
Для практических расчетов можно принять, что жесткость кон-
тактной подвески вдоль пролета распределяется по кривой, пока-
занной на рис. 35. Для построения этой кривой необходимо опреде-
лять только жесткости подвески в точках 0 и 1 (см. рис. 32) и
в центре пролета. Закон изменения жесткости между точками 0 и
Таблица 25
Расчетные Расчетные формулы при условиях
зоны и точки (см. рис. 32) до разгрузки данной струны после разгрузки данной струны, но до разгрузки соседних струн после разгрузки соседних струн
А (0 и О') Ае0 = Р т-н к+н’ 2 71+2~7— а 1 (148) 1/а К Yi = 0,6 / (150) Г с т A/i0 = A/i0 4~ + ?2; (149) 11,2ик£7:< 0,1 0,2 Т2 = —+-~ (151) с Н —
Б (1 и 5) Ahi — Рс (1 — с) ~ /[Т + К-(К+Н)уз] ’ (152) Уз — а(1 — 0,05а)/с; (155) Щ = Ahi + (р - ко2 + У4; (153 ЯпквкК у4 = 1 + а/(Р - Rx); (156) р Р' Ah” = A/ii 4 — Vs, 11 ,2икпк (154) где A/ii определено при Р = Ki у, = ]/а/К ; (157)
В (2, 3, 4) A/ic = Рх(/-х) = ; (158) ЦТ 4-К) A/ig — А/?с 4~ сс Т(Р — Rc) + ^- У_; (159) 2К(Т + К) A/ic — Ahc 4- ссТ(Р — 2RC) 4- ~ ; (160) К(Т + К)
В (23, 24) — Ahc = Ahc 4~ Pc Т + 5 ; (161) 4К(Т + К) Ah” = Ah'c 4- (Р - 2РС) х х(1 — х) ЗссТ | < l(T + K) 4К(Т4-К)_| (162) где Ah'c определено при Р = 2РС
Примечания. 1. Величина х- расстояние от оси опоры до расчетной точки (см. рис. 32).
2. Цифры в скобках означают номера формул.
1 (5 и 0) может быть принят линейным, а между точками 1 и 5 па-
раболическим. При этом на участках между точками 0 и 1 (5 и 0)
допустимо принимать жесткость подвески равной среднему из двух
значений для этих точек, а жесткость в центре пролета, если не-
известно, будет ли в этом месте струна,-среднему из значений при
наличии и отсутствии струны. Как показали сравнительные рас-
четы, такие упрощения незначительно отражаются на конечных
результатах.
Таким образом, при 0 < х с и I — c^x^l имеем жк% — жк'о,
а при с х < I ~ с
^кх
*^к0 ^-кс
(I - 2с)2
(/ — 2х)2.
(163)
Для определения условной приведенной массы контактной подве-
ски предложено большое число различных формул. Результаты рас-
четов по ним в отдельных случаях дают значения, существенно раз-
личающиеся для одних и тех же условий. Поэтому были выполнены
специальные эксперименты, в результате которых удалось устано-
вить необходимые для расчетов значения приведенной массы кон-
тактной подвески.
Используя (131), можно написать
Р ~ ^кУк - (Ук - 2К) - WK sign ук
=----------------------------
Ук
Представим выражение (164) в виде
Р (Ук 2к)
Ук
(164)
(165)
где ж"-жесткость контактной подвески, определенная экспериментально, с учетом
трения в подвеске.
Экспериментальные исследования по определению тк были вы-
полнены совместно с канд. техн, наук В. А. Вологиным на скорост-
ном испытательном полигоне ВНИИЖТа Белореченская-Майкоп.
Для определения опытной величины ж^(х) было совершено не-
сколько поездок со скоростями, не превышающими 10 км/ч. Одни
из этих поездок были осуществлены с очень малым нажатием токо-
приемника испытательного вагона Р', а другие с нормальным кон-
тактным нажатием Р±. При этом непрерывно записывались значе-
ния контактных нажатий и соответствующих им вертикальных
перемещений контактных проводов у[ и уг. Поскольку при ука-
занных выше скоростях динамические и аэродинамические воздей-
ствия отсутствуют, искомое значение ж£ в каждой точке пролета
ж'' = (Р1-Р)/(у1-у1'). (166)
После поездок с малыми скоростями были выполнены поездки
со скоростями от 100 до 160 км/ч, во время которых синхронно ОС-
86
Таблица 26
Параметр Средние значения параметров контактных подвесок
ПБСМ-70 + МФ-100 компенсированная М-120+ 2МФ-100
к омпенси рованная по лук омпенсированн ая
К, даН 980 2 х 980 2 х 980
Т, даН 1470 1765 1960/980
Н, даН 150 150 150
жко, даН/м 200 325 340/245
жкс, даН/м 130 210 225/170
тк, кг 30 40 40
гк, даН-с/м 0,8 1,5 1,5
wK, даН 0,8 1,2 1,2
/, см 5 5 -5/10
Примечание. В числителе приведены данные для режима tmin, а в знаменателе-для
режима imax.
циллографировались значения Р, ук и ук. Обработка полученных
данных показала, что искомая приведенная масса контактной под-
вески изменялась в пределах, мало влияющих на результаты расче-
тов. Это позволило принять приведенную массу данной подвесит
неизменной вдоль пролета и подобрать следующую эмпирическую
формулу для определения условной массы, кг:
= пкМк -Н22, (167)
где Мк-масса десятиметрового отрезка контактного провода, кг;
Hj.-число контактных проводов.
Параметры трения контактной подвески определяются следую-
щим образом. Вязкое трение в подвеске несколько больше в сред-
ней части пролета, чем у опор, а сухое трение сильнее проявляется
в опорных узлах, где имеются шарнирные конструкции. По опы-
тным данным кандидатов техн, наук В. А. Вологина и А. Ф. Дробо-
тенко, учитывая незначительное влияние изменений параметров
трения подвески на результаты расчетов, для практических целей
можно принимать постоянные значения, указанные в табл. 26.
Как показали экспериментальные исследования, применение
описанной в § 14 методики расчета взаимодействия контактной
подвески с токоприемником обусловливает удовлетворительное со-
впадение расчетов и опытных данных (рис. 36).
Показатели оценки качества токосъема, вычисленные по этим
кривым, незначительно отличаются друг от друга, что и послужило
основанием рекомендовать методику расчета, не учитывающую
распространение колебаний вдоль подвески, для практических рас-
четов. Отсутствие существенных расхождений между расчетными
и экспериментальными данными позволило отказаться от уточне-
ния путем учета нелйнейности тех отдельных функций, которые
принимались линейными.
Значения ординаты zK(x) для выполнения расчетов могут зада-
ваться в зависимости от стрелы провеса контактного провода f по
87
Рис. 36. Кривые изменений контактных нажатий по длине пролета, рассчитанные
на ЭВМ (сплошные) и полученные экспериментально (штриховые) с усреднением
результатов трех поездок при v — 160 км/ч
кривой, приведенной на рис. 35, б. При 0 х •< с и I — c^x^l
имеем zKX = zkq , а при с х < I — с
ZKX ^КС “Ь
(/ - 2х)2.
(168)
Если значение zK0 принято равным 6, то zKC = 6 —f.
Средние значения основных параметров наиболее часто приме-
няемых компенсированных * контактных подвесок ПБСМ-70 +
+ МФ-100 на линиях переменного тока и различных подвесок
М-120 4 2МФ-100 на линиях постоянного тока приведены
в табл. 26, где значения ж и f указаны для пролета длиной 70 м,
а величина Н для полукомпенсированной подвески дана при темпе-
ратуре беспровесного положения контактных проводов.
Параметры токоприемников, необходимые для практических
расчетов, приводятся в различной литературе.
Если нет конкретных данных, можно принять средние пара-
метры, указанные в табл. 27, для токоприемников легкой серии
Таблица 27
Параметры Средние значения параметров токоприемников серий
Л т
Ро, даН 7,35 11,30
Р'Т, даН 2,00/3,50 3,00/5,50
тп, кг 10 20
тр, кг 15 20
жг, даН/м гт, даН-с/м 600 800
0,50 1,00
даН 0,25 0,50
w2, даН 0,50 1,00
Примечание. В числителе приведены данные при скорости движения поездов 100 км/ч,
а в знаменателе-160 км/ч. 1
88
Л (электроподвижной состав переменного тока и электропоезда по-
стоянного тока) и тяжелой серии Т (электровозы постоянного тока)
в соответствии с ГОСТ 12058-72.
Если необходимо разделить силу Ру на Рп и ^р5 можно исхо-
дить из того, что аэродинамическая сила, действующая на полоз,
Рп составляет 70-75% полной силы Ру. Соответственно аэродина-
мическая сила Рр, действующая на рамы, составит 30-25% полной.
Приведенная масса токоприемника тт может быть принята равной
сумме приведенных масс полоза тп и подвижных рам тр. При на-
личии каких-либо демпфирующих устройств коэффициенты вязкого
трения и г2 следует принимать в соответствии с конкретными
конструкциями и местами их установки.
Амплитуда колебаний крыши локомотива Лл, по опытным
данным, может достигать 0,02-0,03 м. При отсутствии более досто-
верных сведений величину Ал в расчетах допустимо принимать рав-
ной 0,025 м.
Основная круговая частота галопирования или подпрыгивания
электроподвижного состава шл, по экспериментальным данным, на-
ходится в пределах' 8,8-10,7 рад/с. Определять расчетную круго-
вую частоту необходимо с помощью формул (134), (135).
ГЛАВА V
ВЫБОР ТИПОВ КОНТАКТНЫХ ПОДВЕСОК
И ИХ ОПТИМАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ
ПО УСЛОВИЯМ ТОКОСЪЕМА
16. Влияние параметров контактной сети
на качество токосъема
Качество токосъема, как указывалось в гл. IV, тем выше, чем
меньше отклонения контактного нажатия от установленного опти-
мального уровня. Очевидно, этому должна способствовать соответ-
ствующая траектория токоприемника. Экспериментальные данные
показывают, что чем ближе траектория токоприемника к прямоли-
нейной, тем меньше изменяется контактное нажатие.
Хорошее качество токосъема обеспечивает контактная подвеска,
обладающая следующими свойствами:
изменения жесткости (эластичности) подвески вдоль пролета ми-
нимальны (наилучший токосъем обеспечит подвеска, обладающая
равномерной жесткостью; чем больше различается жесткость
у опор и в средней части пролета, тем труднее обеспечить хорошее
качество токосъема);
стрела провеса контактного провода позволяет получить траек-
торию токоприемника, наиболее близкую к прямолинейной;
возникающие в процессе взаимодействия с токоприемником ко-
лебания подвески имеют небольшую амплитуду и быстро зату-
хают, что существенно улучшает качество токосъема при одновре-
менной работе нескольких токоприемников;
число жестких точек и сосредоточенных масс на подвеске мини-
мально (каждый проход токоприемника в таких точках, как извест-
но, сопровождается ударом). Если невозможно устранить жесткие
точки и сосредоточенные массы, нужно принять меры для облегче-
ния прохода токоприемника в этих местах;
ветроустойчивость подвески достаточно высока и надежный то-
косъем обеспечивается при наибольших ветровых отклонениях кон-
тактных проводов.
Кроме того, желательно, чтобы контактная подвеска, обладаю-
щая указанными свойствами, имела возможно меньшую строитель-
ную стоимость, обеспечивала достаточный срок службы и требова-
ла наименьших затрат на эксплуатационное содержание. Состояние
подвески в условиях эксплуатации должно соответствовать расчет-
ному, а отклонения от заданных положений не должны выходить за
пределы, установленные проектом и нормативными документами,
регламентирующими эксплуатацию электрифицированных же-
лезных дорог.
Рекомендации по применению различных типов контактных
подвесок, приводимые в указанных документах, в основном сводят-
ся к следующим.
90
При скоростях движения от 120 до 160 км/ч на главных путях
перегонов и станций следует применять одинарную компенсирован-
I ную рессорную подвеску с сочлененными фиксаторами. На дей-
ствующих линиях с разрешения МПС допускается аналогичная по-
лукомпенсированная подвеска, которая обычно применяется при
скоростях до 120 км/ч.
Таким образом, одинарную рессорную подвеску с сочлененными
' фиксаторами (компенсированную и полукомпенсированную) можно
считать типовой для главных' путей электрифицированных же-
лезных дорог Советского Союза.
На станционных путях (кроме главных), на которых скорость
движения не превышает 70 км/ч, рекомендуется применять одинар-
ную полукомпенсированную подвеску с простыми опорными стру-
нами, на второстепенных станционных путях, а также на путях депо
при скорости до 50 км/ч допускается использовать простую ком-
1 пенсированную подвеску без несущего троса.
На главных путях перегонов и станций линий переменного тока
применяют один контактный провод сечением 100 мм2, а при пос-
тоянном токе или два таких провода, или в отдельных случаях
, один сечением 150 мм2. При движении на линии постоянного тока
только электропоездов может быть подвешен один контактный
провод сечением 100 мм2. На станционных путях (кроме главных)
обычно используют один контактный провод сечением 85 мм2.
Несущие тросы при переменном токе, как правило, применяют
сталемедные (ПБСМ-70 и ПБСМ-95), а при постоянном токе —
медные (М-120 и М-95). В отдельных случаях используют медный
несущий трос при переменном токе и сталемедный при постоянном.
। С целью экономии меди в качестве несущих тросов на дорогах
переменного тока начали применять биметаллический сталеалюми-
ниевый провод ПБСА-50/70 (в числителе указана номинальная пло-
щадь сечения алюминиевой, а в знаменателе стальной частей про-
вода в мм2). На дорогах постоянного тока намечено применение
' комбинированного провода АПБСА-180/50, состоящего из сталеа-
люминиевых и алюминиевых проволок. На станционных путях
(кроме главных) обычно применяют несущий трос ПБСМ-70.
Рессорные тросы выполняют из сталемедной проволоки диамет-
ром 6 мм, а звеньевые струны из такой же проволоки диаметром
4 мм.
Оптимальными считают такие параметры контактной сети (гео-
метрические размеры подвески и натяжения проводов), которые при
заданных условиях (скорость движения, тип токоприемника) обеспе-
чат возможно лучшее качество токосъема.
Для того чтобы при проектировании выбрать соответствующую
контактную подвеску и ее оптимальные параметры, необходимо
правильно представлять степень влияния изменений отдельных па-
раметров подвески на распределение ее жесткости вдоль пролета
и на качество токосъема. Введем условные обозначения парамет-
ров, показанные на рис. 37, и следующие обозначения жесткости
>. контактной подвески в характерных точках пролета:
91
жк0-жесткость подвески у опоры; жк1-то же у околоопорной
струны; жкс~то же в центре пролета
Основное влияние на изменение жесткости подвески в опорных
узлах эско и жК1 оказывают длина рессорного троса 2а, расстояние
от оси опоры до околоопорной струны с, натяжения несущего тро-
са Ти контактного провода К, Изменение жесткости подвески в се-
редине пролета жкс в основном зависит от длины пролета I и натя-
жений Т и К. Некоторое влияние оказывает также расстояние
между струнами в средней части пролета сс.
Для того чтобы проследить, как влияет изменение различных
параметров подвесок на распределение жесткости вдоль пролета,
введем понятие коэффициент жесткости:
Кж - Жкр/жкс» (^9)
где ж'к0-среднее арифметическое значение жесткостей жк0 и жк1.
Основное влияние на распределение жесткости подвески
вдоль пролета (т. е. изменение кж) оказывают длина пролета
I (рис. 38), длина рессорного троса 2а и'расстояние от оси опоры до
околоопорной струны с. Изменения натяжений несущего троса
и контактного провода (проводов) влияют на величину кж незначи-
тельно. Такое же заключение можно сделать и о влиянии измене-
max
ний других параметров.
Если принять для оценки качества токосъема показатель Q
(см. § 13), то влияние изменения коэффициента жесткости кж можно
характеризовать кривыми рис. 39. Анализ этих кривых показывает,
что наилучшим качество токосъема будет при сочетании опреде-
ленных значений кж и f. В условиях, принятых для построений гра-
фиков рис. 39, оптимальная стрела провеса равна примерно 4 см.
Как следует из рис. 39, для стрел провеса, меньших оптимальной,
качество токосъема ухудшается с увеличением коэффициента кж.
При стрелах провеса, превышающих оптимальную, а также при оп-
тимальной стреле провеса наблюдается некоторый минимум
Q max • В случае отклонения значений | Q |
ство токосъема ухудшается как при уменьшении, так и при увеличе-
тах от минимума каче-
нии кж.
Таким образом, кроме параметров подвески /, 2а и с, опреде-
ляющих в основном значение кж, на качество токосъема существен-
но влияет стрела провеса контактных проводов. Это подтверждает-
ся многочисленными отечественными и зарубежными эксперимен-
тальными исследованиями, на основании которых рекомендуется
оптимальную задаваемую стрелу провеса контактных проводов
компенсированных рессорных йодвесок определять, м, как
/опт ~ (/ - 2с)/1000. (170)
Более точное определение величины Уопт с учетом скорости движе-
ния и коэффициента жесткости подвески приведено в § 17.
Показатель Q тах изменяется в зависимости от расстояния
92
Рис. 37. Схема рессорной
контактной подвески с обозначениями ее параметров
Рис. 38. Влияние различных параметров контактных подвесок на изменения коэф-
фициента кж при взаимодействии: 1 -подвески ПБСМ-70 + МФ-100 с токоприемни-
ком серии Л (верхняя шкала); 2-подвески М-120-I-2МФ-100 с токоприемником се-
рии Т (нижняя шкала)
93
Рис. 39. Расчетные кривые 2|тах(?<ж)
при разных стрелах провеса кон-
тактных проводов f и скорости
200 км/ч для условий линий перемен-
ного («) и постоянного (б) тока
Рис. 40. Зависимости показателя 2|гоах от
расстояния с (д) и соотношения жк0/жк1
(б) при скорости 200 км/ч в пролете дли-
ной 70 м при f— 5 см и кж = 1,6 для ли-
ний переменного (кривая 1) и постоянно-
го (кривая 2) тока
с (рис. 40, а). Наименьшее значение Q таХ5 а следовательно, и на-
илучшее качество токосъема при условиях, для которых построены
кривые рис. 40, а, соответствует значению с ~ 1 0 м. Изменения этого
расстояния без соответствующих изменений f и кж приводят к ухуд-
шению качества токосъема как при сдвижке околоопорных струн-
к опорам, так и при удалении их от опор.
Отклонение соотношения жесткостей подвески жт0 и жК1 в лю-
бую сторону от единицы приводит к увеличению Q |тах (рис. 40,6),
а значит, и к. ухудшению качества токосъема. Поэтому следует
стремиться к выравниванию жесткости подвески в пределах
опорных узлов.
На основании приведенных материалов можно сделать заключе-
ние о возможности улучшения качества токосъема путем правиль-
ного выбора параметров контактной подвески, оказывающих ос-
новное влияние на качество токосъема. Поскольку длину пролета
I выбирают исходя из необходимости обеспечить требуемую вет-
роустойчивость контактной сета (см. гл. Ill), рассчитывать нужно
такие взаимосвязанные параметры подвески, как длину рессорного
троса 2а, расстояние от оси опоры до околоопорной струны с
и стрелу провеса контактного провода /
17. Определение оптимальных параметров
компенсированных контактных подвесок
При проектировании контактной сети оптимальные значения ос-
новных параметров компенсированной подвески (2а, с, /) можно
определить, используя методику расчета взаимодействия контакт-
ной подвески и токоприемника, изложенную в § 14. Задаваясь опре-
деленными сочетаниями искомых параметров, устанавливают усло-
вия, при которых показатель, принятый для оценки качества
токосъема, имеет наилучшее значение. Параметры, сочетание ко-
94
торых обусловит указанное значение показателя, и будут опти-
мальными. В качестве примера на рис. 41 показаны определенные
таким образом оптимальные стрелы провеса контактных проводов,
которые увеличиваются при повышении значений кж.
В тех случаях, когда выполнить расчеты, учитывающие динами-
ческие процессы, затруднительно или объем необходимых вычисле-
ний незначителен, для определения основных оптимальных
параметров можно применить разработанную автором и рекомен-
дованную комиссией электрификации и энергетики НТС МПС ме-
тодику, основанную на использовании статических подъемов кон-
тактного провода в характерных точках пролета (у опор,
у околоопорных струн и в центре пролета), обеспечивающих траек-
торию токоприемника, близкую к прямолинейной. При такой
траектории влияния инерционной составляющей контактного нажа-
тия и сил трения в шарнирах незначительны и расчетное контакт-
ное нажатие допустимо определять как сумму силы нажатия подъ-
емных пружин токоприемника и аэродинамической составляющей,
т.е. принимать равным постоянной составляющей контактного на-
жатия Рс.
Таким образом, расчетное контактное нажатие будет зависеть
от конструкции токоприемника и заданной скорости движения, так
как аэродинамическая составляющая определяется значением ско-
рости. Конкретное значение аэродинамической составляющей сле-
дует определять по экспериментальным данным, полученным для
заданного типа токоприемника или аналогичного ему при расчет-
ной скорости движения. Если таких данных нет, при токоприемни-
ках серий Л и Т в расчетах по выбору оптимальных параметров
контактных подвесок могут быть использованы значения, приве-
денные в табл. 28.
Токоприемники серий Л и Т по ГОСТ 12058-72 применяют для
скоростей движения до 160 км/ч включительно. При более высоких
скоростях используют специальные токоприемники (см. § 19).
В этом случае расчетное контактное нажатие следует принимать со-
ответствующим конкретной конструкции (например, для токо-
Рис. 41. Расчетные кривые |Q|max(/) ПРИ различных значениях кж для линий пере-
менного (а) и постоянного (б) тока при v = 200 км/ч (/ = 70 м; 2а — 12 м; с = 10 м)
95
Таблица 28
’i Серия токоприемника Значение Рс, даН, при скоростях движения, км/ч
100 120 140 160
Л 10 11 13 16
т 15 17 21 27
приемника Сп-бМ при скорости 200 км/ч, по данным канд. техн, на-
ук И. А. Беляева, Рс^20 даН).
Оптимальные значения длины рессорного троса 2а и стрелы
провеса контактного провода /, если известны длина пролета и дру-
гие параметры подвески, можно определить графоаналитическим
способом, основанным на обеспечении равенства (см. рис. 37):
АЛО = А^ = Ahc(171)
где Aho-подъем контактного провода у опор;
А/?1-то же у ближайших к опорам простых струн, закрепленных на несу-
щем тросе;
А/1с-то же в середине пролета.
Эластичность подвески и провес контактного провода в средней
части пролета между околоопорными струнами изменяются по па-
раболам, вершины которых направлены в разные стороны. Можно
ожидать, что при выполнении равенства (171) траектория токо-
приемника будет близка к прямолинейной вдоль всего пролета.
Необходимые построения выполняются следующим образом.
Для расчетного пролета проектируемого участка намечают не-
сколько значений а и f Примерные пределы их изменений для раз-
личных условий расчета при обычно применяемых натяжениях про-
водов подвески приведены в табл. 29.
Вычислив для принятых значений а и / величины Ало и А/ц,
строят кривые Aho(a) и Aht (п) так, как это показано для примера на
левых графиках рис. 42. Точкам пересечения указанных кривых (при
одних и тех же значениях /) соответствует равенство AJ?O ~ А/^ =
= Aho. Эти точки надо перенести на правый график и построить
кривую Ай0'(/). Обозначив A/ic—/= Ал/, на правом графике строят
еще кривую Ай/(/), вычислив предварительно значения Айс для
Рис. 42. Определение значения нопт и fom при отсутствии разгрузки струн в опор-
ном узле (а\ при разгрузке только околоопорной струны (б) и при разгрузке всех
струн в опорном узле (в)
96
Таблица 29
Число контактных проводов Расчетное нажатие, даН а, м Значения f, см, при пролетах длиной
65-70 м 55-60 м
1 До 12 2-6 2-6 1-5
13-16 4-8 3-7 1-6
2 До 27 4-8 2-6 1-5
принятых к расчету значений / Точка пересечения кривых на вто-
ром графике соответствует оптимальному значению стрелы прове-
са контактного провода У>пт, а подъем провода в этой точке, пере-
несенный на кривую Айо (я) левого графика при полученном
значении У, определит половину оптимальной длины рессорного
троса («опт).
Все необходимые вычисления подъемов контактных проводов
в различных точках пролета могут быть выполнены по формулам,
приведенным в § 15. При этом в каждом случае необходимо снача-
ла сравнить расчетное нажатие токоприемника с силами, при ко-
торых наступает разгрузка струн, а затем уже выбирать необхо-
димые расчетные формулы. Если расчетное нажатие не вызывает
разгрузки струн, кривые различных подъемов контактного провода
будут иметь вид показанных на рис. 42, а. При разгрузке только
околоопорных струн каждой из принятых к расчету стрел провеса
контактного провода (А ,У2, Л) будет соответствовать определенная
кривая (рис. 42,6). Если же произойдет разгрузка и подрес-
сорных струн, кривые Айо(а) также будут различными-в зависимо-
сти от значений f В этом случае для определения ^Опт необходимо
построить еще кривую Айо (я) при У>Пт (рис. 42, в).
Оптимальная длина рессорных тросов может быть определена
только для, максимального пролета проектируемого участка и зада-
на такой же для всех остальных пролетов. Оптимальную стрелу
провеса контактного провода обязательно выбирают отдельно для
каждого из пролетов, например, следую-
щим образом. Для определенного проле- л/?
та, задаваясь несколькими значениями
/ по табл. 29, при уже известной длине
рессорных тросов вычисляют зависимо-
сти Айо(У), A/^i (У) и Айс (У) и строят их на
одном графике так, как это показано на
рис. 43 применительно к условиям, при-
нятым для рис. 42,6. Оптимальным значе-
ние стрелы провеса контактного провода
для этого пролета будет в том месте, где
значения Айо, Айх и Ай^ ближе всего
друг к другу.
Оптимальная длина рессорного троса рис
различна для разных скоростей движения, ния
длин пролетов и натяжений контактных
43. Определение значе-
опт ПРИ заданной длине
рессорного троса
4. Зак. 1448
97
проводов, снижаемых по мере их износа или повышаемых с целью
усиления ветроустойчивости. Изменять длину рессорных тросов
в условиях эксплуатации практически невозможно. Поэтому целе-
сообразно установить для всех возможных условий единую длину,
при которой ухудшение качества токосъема в случае изменения
этих условий будет минимальным. Исследования показали, что при
с = 10 м и скоростях движения до 160 км/ч на линиях переменного
тока с подвесками, имеющими один контактный провод, можно
принять 2а = 12 м, а на линиях постоянного тока при подвесках
с двумя контактными проводами 2а = 14 м. В условиях более высо-
ких скоростей величины 2а и с целесообразно увеличить (см. ниже).
Таким образом, для эксплуатационной проверки состояния кон-
тактной сети и приведения ее геометрических ^размеров к значе-
ниям, обеспечивающим улучшение качества токосъема и снижение
износа, при правильных размерах а и с достаточно измерить и от-
регулировать только стрелу провеса контактного- провода f и раз-
мер Ь, т.е. расстояние между несущим и рессорным тросами на
опоре (см. рис. 37).
Во всех пролетах, кроме переходных при сопряжениях анкерных
участков в трех пролетах, значения оптимальных стрел провеса
контактного провода положительны. В переходных пролетах жест-
кость в средней части пролета (там, где токоприемник взаимодей-
ствует с двумя контактными подвесками), как правило, больше, чем
у опор, вследствие чего для выравнивания траектории токоприем-
ника оптимальные стрелы провеса контактного провода должны
быть отрицательными. Изменение жесткости сопрягаемых подвесок
вдоль переходного пролета, описывается более сложной кривой, чем
в промежуточных пролетах, что не -дает возможности определять
оптимальные параметры подвесок, пользуясь описанной выше ста-
тической методикой с графоаналитическим расчетом. В этом случае
необходимые результаты могут быть получены с учетом динамиче-
Таблица 30
Число контактных про- водов МФ-100 Длина про- лета, м PajN ‘р Ь, мм Стрелы провеса контактных проводов, мм, при скоростях движения, км/ч, до
90 140 90 140
Во всех пролетах В переходных
кроме переходных пролетах
40 400 10 20 -15 — 25
1 50 425 15 25 -10 -20
60 450 25 35 -10 -20
70 500 35 50 -5 -20
40 575 0 10 -20 -30
о 50 625 5 15 — 15 -— 25
2 60 700 15 25 -15 -25
70 750 25 40 -10 -25
Пр имечание. Значения стрел провеса контактных проводов округлены до 5 мм,
а размера fc-до 25 мм.
98
стах процессов, т.е. с помощью методи-
ки, изложенной в § 14.
В качестве примера приведены
в табл 30 выдержки из инструктивных
указаний по вертикальной регулировке
I омпенсированных контактных подвесок,
применяемых на линиях переменного
и постоянного тока, при размерах а и с,
указанных выше.
Расстояния между струнами в средней
части пролета компенсированных подве-
сок желательно иметь 7 м при одном
контактном проводе и 4 м (по несущему
тросу) при двух контактных проводах
и шахматном расположении струн. Натя-
жение рессорных тросов целесообразно
установить равным 150 даН.
Выра£ нивание жесткости подвески
Рис. 44. Расчетные кривые
кж(Э для условий иШНИЙ
переменного (штриховые ли
нии) и постоянного (сплош-
ные) тога при 2а = 12 м, с —
= 10 м (кривые /) и 2а =
— 1$ м, с = 14 м (кривые 2)
вдоль пролета рессорных подвесок на-
иболее эффективно может быть дост’игну-
то подбором параметров 2п и с. Так, при
одновременном увеличении длины рес-
сорного троса с 12 до 18 м, а расстояния
с с 10 до 14 м значения кж значительно снизились (рис. 44), что спо-
собствует улучшению качества токосъема. Однако допустимое сни-
жение жесткости подвески в опорных узлах ограничивается возра-
стающим отжатием контактного провода, что в конкретных
условиях может привести к нарушению нормального токосъема
под фиксаторами и на сопряжениях анкерных участков.
Исследованиями установлено, что оптимальную стрелу провеса
контактного провода, используя условие (171), можно более точно,
чем по выражению (170), определить как
опт
с
Если на проектируемом участке скорости движения различны,
то значение /опт следует выбирать исходя из значения Рс, соответ-
ствующего максимальной скорости. В этом случае обеспечивается
лучшая стабилизация контактного нажатия при всех реализуемых
скоростях, и, следовательно, минимальный возможный износ кон-
тактных проводов и токосъемных пластин.
В связи с тем что в условиях эксплуатации неизбежны раз-
личные отклонения от расчетного значения д
проектировании установить допустимые пределы таких отклонений.
Кроме параметров, определение которых рассмотрено выше,
для обеспечения расчетного натяжения рессорного троса нужно
правильно задавать длину подрессорных струн //. Эту величину
опт? желательно при
92
определяют в зависимости от конструктивной высоты цепной под-
вески h0 (см. рис. 37):
// = А0-Ь = /10~(^ + Н (173)
где
Уа = a [gl - (дп -2др)а + иф6^]/[2(Т - И)]; (174)
ф = («-«1)6р/(2Н). (175)
Значение вычисляют как
Qp (^ З- ^i) З- (^ 3“ ^i) З- З- ??ф^ф-
(176)
В формулах (174)—(176):
Gc-нагрузка от веса струны с зажимами, даН;
Оф-часть нагрузки от веса фиксатора, передающаяся на рессорный трос, даН.
Остальные обозначения те же, что на рис. 37 и в § 15.
Для струн, закрепленных на рессорном тросе в шахматном по-
рядке (при двух контактных проводах), размер \|/х для ближайшей
к опоре подрессорной струны определяется также по формуле (175),
но значение Qp изменится. Принимая нагрузки подрессорных струн
одинаковыми и обозначив через а2 расстояние от оси опоры до
дальней от нее струны, получим
П2 — ^1 \
--------- + дР(а + «1),
С1 — /
где нагрузка подрессорной струны
IVp — 0,5gK (с + а2) З- Gc 3- 0,5Сф.
Стрела провеса дальней от опоры подрессорной струны
ф2^(п-п2)е;/(2Н), (177)
где
6p = 4Np3-^p(a + a2).
В общем случае
6ф = 0,56фд + бфз — Нф h/Ьфд, (178)
где 6фд-нагрузка от веса дополнительного фиксатора, даН;
6фз-то же от веса фиксирующего зажима, даН;
Нф-горизонтальная составляющая реакции фиксатора, определяемая на
прямых участках пути по формуле (52), а на кривых-по формуле (33),
даН;
h-расстояние по вертикали от контактного провода до шарнира дополни-
тельного фиксатора, м;
Ьфд-шарнирная длина дополнительного фиксатора, м.
При точной регулировке фиксатора компенсированной контакт-
ной подвески значение <7ф может быть принято равным нулю.
100 ' .
18. Определение оптимальных параметров
полукомпенсированных контактных подвесок
Правильным выбором оптимальных параметров обеспечить
одинаково хорошее качество токосъема при любых изменениях
температуры в случае полукомпенсированных подвесок нельзя. При
таких подвесках натяжение несущего троса и стрелы провеса всех
проводов в течение года существенно изменяются, поэтому можно
обеспечить хорошее качество токосъема лишь в течение некоторой
части года. Очевидно, что и оптимальные параметры полукомпен-
сированной подвески следует выбирать для условий, сохраняющих-
ся наиболее продолжительное время в течение года.
Назовем температуру, при которой определенные параметры
полукомпенсированной подвески должны иметь оптимальные зна-
чения, температурой оптимальных параметров £Опт- Одним из ос-
новных параметров, оказывающих существенное влияние на каче-
ство токосъема, является стрела провеса контактного провода (см.
§16). В полукомпенсированных подвесках стрелы провеса кон-
тактных проводов зависят от принятой температуры их беспровес-
ного положения. Правильный выбор этой температуры и предопре-
делит качество токосъема в различных температурных условиях
в течение года.
Таким образом, определение оптимальных параметров полуком-
пенсированных подвесок можно производить при £опт так же, как
для компенсированных подвесок (см. § 17), а чтобы обеспечить со-
ответствующую стрелу провеса контактных проводов при Гопт,
нужно правильно выбрать температуру их беспровесного поло-
жения.
Значение tonT можно установить, анализируя кривую распределе-
ния температуры в течение года в районе, для которого проекти-
руется контактная сеть. Эту кривую строят по результатам много-
летних наблюдений метеорологических станций. Для выбора £опт
нужно составить гистограмму, показывающую, сколько суток /V/
в течение года на участке сохраняется среднесуточная температура
ti (рис. 45). Величину £Опт можно определить как математическое
ожидание температуры данного района:
1 Л
гопт =--1 (179)
( 365/=1
где и-число интервалов, принятых при построении гистограммы.
Поскольку математическое ожидание температуры района не-
значительно отличается от его среднегодовой температуры, то до-
пустимо принимать £Опт равной среднегодовой температуре.
Для определения температуры беспровесного положения кон-
тактного провода £0опт, которая обеспечит при температуре £Опт
оптимальную стрелу провеса провода, нужно построить зависи-
мость /(t0) при £Опт (рис. 46). Эта зависимость, практически предста-
вляющая собой прямую линию, строится по формулам, приве-
101
Рис. 45. Гистограмма для опре-
деления значения гопт
Рис. 46. Графическое определе-
ние значения t0 опт
денным в § 22. Далее, по известному значению оптимальной
стрелы провеса контактного провода, которое можно определить
по формуле (172), находят значение Г0Опт так, как показано на
рис. 46.
Поскольку величина /Опт зависит от скорости движения, типов
контактной подвески и токоприемника, длины пролета и других
факторов, значение t0 опт также будет находиться в зависимости от.
этих факторов. Однако невозможно установить различные значения
tG для разных скоростей движения или отличающихся по длине
пролетов одного и того же анкерного участка. Поэтому, учитывая
сравнительно небольшое влияние на качество токосъема отклоне-
ний tG от оптимального значения, допустимо определять £0Опт для
наибольшей скорости движения и по максимальному пролету дан-
ного участка (обеспечить токосъем в больших пролетах труднее,
чем в малых). Если число таких пролетов незначительно, то учиты-
вают пролет, длина которого наиболее часто встречается на участ-
ке. Влияние же типов контактных подвесок и токоприемников нуж-
но учитывать в соответствии с конкретными условиями. Например,
для Московской области, где гОпт = + 5°С, значения £0 0пт при элек-
тровозах с токоприемниками 10РР для скоростей до 80 км/ч соста-
вляют — 54—10 °C, а при скоростях до 160 км/ч-на 10 °C ниже.
Полукомпенсированные контактные подвески, отрегулиро-
ванные в соответствии с приведенными рекомендациями, обеспечат
наилучшее качество токосъема (а следовательно, и наименьший из-
нос контактных проводов) примерно в течение 100 суток в году,
а при отклонениях от гопт = +5 °C на ±154- 20 °C качество то-
косъема будет хорошим в течение более чем 300 суток в году.
Обеспечение наилучшего качества токосъема при температуре
оптимальных параметров может вызвать нарушение токосъема
в условиях экстремальных температур в данном районе. Поэтому
необходимо проверить качество токосъема при экстремальных тем-
пературах соответствующими расчетами, учтя динамические про-
цессы. Вследствие небольшой длительности экстремальных темпе-
ратур можно оценивать качество токосъема не так, как обычно,
102
а считать его приемлемым, если не происходит отрыва полоза то-
коприемника от контактного провода. В противном случае значение
^оопт необходимо изменить соответствующим образом: если проис-
ходит нарушение токосъема при минимальной температуре, значе-
ние £0Опт должно быть снижено, а при максимальной-повышено.
Таким образом, выбор оптимальных параметров полукомпенси-
рованной рессорной подвески можно выполнять в такой последова-
тельности:
установление числа суток в году с одинаковой среднесуточной
температурой и определение температуры оптимальных парамет-
ров;
выбор оптимальных значений параметров 2п, с и f при ГОпт ана-
логично тому, как это делается для компенсированных подвесок
(см. § 17);
предварительное определение температуры беспровесного поло-
г жения контактного провода, обеспечивающей оптимальное значе-
ние стрелы провеса этого провода при £Опт ;
проверка токосъема при экстремальных температурах; оконча-
тельный выбор температуры беспровесного положения контактных
проводов.
Аналогично тому, как это было указано в § 17 для компенсиро-
ванных подвесок, разработаны инструктивные указания по верти-
кальной регулировке полукомпенсированных подвесок. В этом слу-
чае потребовалось вводить в рассмотрение изменения натяжения
несущих тросов и усреднять результаты. Длины рессорных тросов
при подвесках с одним контактным проводом на линиях перемен-
ного тока для скоростей движения до 120 км/ч были приняты
равными 10 м, а на линиях постоянного тока при двух контактных
проводах и скоростях до 160 км/ч-12 м. При этом расстояния от
оси опор до околоопорных струн составляют 10 м. Поскольку оп-
тимальные стрелы провеса / и размер b (см. рис. 37) возможно
установить только при одной температуре (принята равной средне-
t годовой температуре данного района), значения f и b при других
температурах были определены соответствующими расчетами
и указаны в таблицах применительно к среднегодовым температу-
рам, равным — 5, 0, + 5 и +10 °C.
В качестве примера в табл. 31 приведена выдержка из инструк-
тивных указаний по вертикальной регулировке полукомпенсирован-
ной контактной подвески ПБСМ-70 + МФ-100 при среднегодовой
температуре, равной 0°С, и размерах а, с и сс (см. рис. 37), равных
i соответственно 5, 10 и 9 м.
Также, как было указано в § 17, для компенсированных подвесок
при полукомпенсированных подвесках с рессорными тросами опти-
мальные стрелы провеса контактных проводов в переходных проле-
тах при среднегодовой температуре имеют отрицательные значе-
ния. В тех случаях, когда рессорные тросы не устанавливают (на
кривых участках пути радиусом менее 800 м, изолирующих сопря-
жениям анкерных участков и др.) вследствие повышенной жесткости
опорных узлов, оптимальные стрелы провеса контактных проводов
103
в переходных пролетах могут иметь и положительные значения при
среднегодовой температуре.
Расстояния между струнами в средней части пролета полуком-
пенсированных подвесок желательно иметь около 9 м независимо
от числа контактных проводов (при двух контактных проводах при-
меняют совмещенные струны). Натяжение рессорног о троса, равное
примерно 100 даН, должно соответствовать температуре опти-
мальных параметров. На кривых участках пути радиусом менее
800 м, где рессорные тросы не применяют, ближайшие к опорам
простые струны можно устанавливать на расстоянии 3 м.
Параметры рессорного троса и длину подрессорных струн при
режиме беспровесного положения контактного провода определяют
по формулам (173)—(176), принимая Сф = 0. Стрелы провеса и натя-
жения рессорного троса при других режимах могут быть рассчи-
таны по методике, предложенной д-ром техн, наук К. Г. Марквард-
том. Стрела провеса рессорного троса при любом другом
режиме х и двух подрессорных струнах (рис. 47):
Фх = 1Ако + 2 (а - aj [Аах + ай? (tx - Го) + а (Нх - H0)/(EpSp) ], (180)
где ф0-стрела провеса рессорного троса при режиме Го;
HG и Нх-натяжение рессорного троса при режимах t0 и tx;
0Ср, Ер и Sp-величины, относящиеся к рессорному тросу.
T а б лица 31
Температура при регулировке, °C Длина пролета, м Размер Ь, мм Стрелы провеса контактного провода, мм, при скоростях, км/ч, до
90 - 140 90 140
Во всех пролетах, В переходных пролетах
кроме переходных
40 325 5 15 -25/0 -35/10
1 А 50 350 5 15 -25/0 -35/10
—10 60 375 5 15 -30/-10 -40/0
70 425 10 25 - 30/- 10 -45/5
40 350 10 20 -20/10 - 30/20
Л 50 375 15 25 -15/15 -25/25
0 60 400 20 30 -15/15 -25/25
70 450 30 45 -10/20 -25/35
40 350 15 25 -15/20 -25/30
7 А 50 400 25 35 -5/30 -15/40
10 60 425 35 45 0/40 -10/50
70 475 50 65 10/50 — 5/65
40 375 20 30 -10/30 -20/40
* ПА 50 425 35 45 5/45 -5/55
20 60 475 50 60 15/65 5/75
70 500 70 85 30/80 15/95
Примечания. 1. В числителе указаны стрелы провеса при наличии рессорных тросов
для любых схем сопряжений анкерных участков, а в знаменателе-при отсутствии рессорного
троса в рабочей ветви подвески на изолирующем сопряжении анкерных участков.
2. Значения стрел провеса контактного провода округлены до 5 м, а размера Ь-до
25 мм.
104
Рис. 47. Расположение проводов в опор-
ном узле полукомпенсированной подве-
ски при беспровесном положении кон-
тактного провода (штриховые линии) и
в режиме х (сплошные)
Перемещение Ащ точки крепления рессорного троса на несущем
тросе вдоль пролета
Натяжение рессорного троса при режиме х
(182)
где 2р-определяется по формуле (176);
^Х ^Х ^0 ^Усх ’
Значения Ьх и Ьо (см рис. 47) определяются как
Vax 4" Фх? 7>0 уад + ф0.
Провесы несущего троса в точке крепления рессорного троса уах
и уао могут быть определены по формуле (174), а изменение прове-
са несущего троса в точке крепления околоопорной струны
Дусх - 0,5 [дс (I - с) + дра2 + g*a2J I —------
\ * х
(183)
Расчет выполняется методом последовательных приближений.
Сначала задаются натяжением рессорного троса при режиме t0
и определяют значения ф0 и Ьо. Затем задаются натяжением Нх
и вычисляют После этого определяют натяжение Нх по форму-
ле (182) и сравнивают с принятым ранее. При этом значение ех
устанавливается также методом последовательных приближений.
Расчеты продолжают до тех пор, пока принятое и полученное зна-
чения Нх не сблизятся с заданной точностью. Выполнение этих рас-
четов надо производить на ЭВМ.
105
19, Пути совершенствования контактных подвесок
и токоприемников для высоких скоростей движения
Обеспечение хорошего качества токосъема зависит от правильно
выбранного сочетания определенных типов токоприемников и кон-
тактных подвесок. Улучшение качества токосъема и снижение изно-
са контактирующих элементов достигаются в основном совершен-
ствованием конструкций токоприемников и применением само-
смазывающихся токосъемных материалов. Однако использованы
далеко не все возможности и контактных подвесок. Совершенство-
вание контактных подвесок осуществляется различными способами,
которые могут быть классифицированы следующим образом.
Выравнивание жесткости подвески в пролете-один из основных
способов улучшения качества токосъема, так как чем равномернее
жесткость подвески вдоль пролета, гем меньше параметрические
колебания, передающиеся на точку контакта со стороны подвески.
Выравнивание жесткости подвески осуществляют различными путя-
ми. Наибольшее распространение получили рессорные подвески, ко-
торые вследствие уменьшения жесткости в опорных узлах обеспечи-
вают более равномерную жесткость, чем подвески с простыми
опорными струнами (рис. 48). Широко применяют и двойные подве-
ски, в которых выравнивание жесткости достигается увеличением ее
в средней части пролета (см. рис. 48).
Однако ни применение двойных подвесок с рессорными опорны-
ми струнами, ни установка двойных рессорных тросов в опорных
узлах одинарных подвесок (осуществлена в ФРГ) не позволяют по-
лучить коэффициент жесткости подвески ниже 1,2. Для очень высо-
ких скоростей движения при таком значении кж не всегда обеспечи-
вается нужное качество токосъема.
В некоторых странах для выравнивания жесткости подвески сни-
жали длину пролета, что явно неэкономично. Были предложены
также специальные конструкции контактных подвесок (рис. 49)-так
называемые равноэластичные, так как для них можно принять
коэффициент к = 1. К ним относят, например, подвески тройные
(Япония), с упругими струнами (ФРГ, Италия, СССР), двойные ван-
товые (СССР) и др.
Тройные подвески весьма сложные и дорогие, нигде кроме Япо-
нии не применяются, да и там эту подвеску смонтировали лишь
для испытаний. Вантовые подвески, помимо выравнивания эластич-
ности, обеспечивают автоматическую компенсацию температурных
деформаций и являются самокомиенсирующими, т.е. для них не
требуются никакие специальные компенсирующие устройства. Эти
подвески сохраняют заданные стрелы провеса контактного провода
практически при всех режимах работы, имеют повышенную ветро-
устойчивость и не подвержены автоколебаниям. Однако конструк-
ции таких подвесок сложны и пока они находятся в стадии
исследований.
Подвески с упругими струнами в разных странах имеют различ-
ное устройство. Принципиальная особенность подвески с упругими
106
i Рис. 48. Схемы подвесок с простыми
опорными струнами (а), с рессорными
тросами (б) и двойной (в) и кривые рас-
пределения жесткости этих подвесок
вдоль пролета (г): кривые 1, 2, 3-соответ-
ственно для схем а, б и в
Рис. 49. Схемы равноэластичных кон-
тактных подвесок-тройной (а) с упру-
гими струнами (б) и двойной ванто-
вой (в)
струнами, предложенной в СССР,-работа несущего троса на круче-
ние, что осуществляется рычагами, закрепленными на тросе в трех
крайних струнах с обеих сторон каждого пролета. В средней части
пролета рычаги не устанавливают и рессорные струны в опорных
узлах не применяют. Рычаги имеют различную длину; самые
длинные расположены ближе к опорам, самые короткие—ближе
к середине пролета. Благодаря такому устройству жесткость ры-
' чажной подвески можно изменять в любом нужном соотношении
вдоль пролета. Очень важно, что струны этой подвески под воздей-
ствием токоприемника не будут разгружаться, а это обусловит хо-
рошее качество токосъема при различных скоростях движения.
Кроме того, удлинится срок службы звеньевых струн. Можно также
с помощью рычагов выравнивать жесткость в двойных и ромбо-
видных подвесках.
Было выполнено сравнение качества токосъема по показателю
Q -max (рис. 50) при обычной рессорной (кж = 1,6) и равноэластич-
ной (кж = 1) подвесках. Если стрелы провеса контактных проводов
отклоняются от оптимальных значений, качество токосъема при
равноэластичных подвесках ухудшается не так интенсивно, как при
( обычных. Кроме того, при равноэластичных подвесках проще осу-
ществить более точную регулировку, так как для оптимальных ус-
ловий нужно обеспечить беспровесное положение контактных про-
водов, что сделать значительно легче, чем правильно установить их
заданную стрелу провеса при обычных подвесках.
1 На рис. 51 приведены результаты расчетов по взаимодействию
токоприемников серий Т и Л с обычной и равноэластичной компен-
сированными подвесками М-120 4-2МФ-100. Равноэластичная под-
веска исследовалась в двух вариантах-при нормальных номи-
107
Рис. 50. Расчетные кри-
вые ieimax(A/) для линий
переменного (а) и посто-
янного (б) тока при ско-
рости 200 км/ч
нальных натяжениях проводов (жк = 215 даН/м) и при повышенных
в сумме до 5400 даН (жк = 315 даН/м). Эти варианты можно рас-
сматривать и так, что в первом случае жесткость подвески вдоль
пролета выравнена путем ее уменьшения в опорных узлах, а во вто-
ром-увеличения* в середине пролета.
Из кривых рис. 51, а следует, что при равноэластичной подвеске
с нормальной жесткостью* (215 даН/м) токоприемник серии Л обес-
печивает лучшее качество токосъема, чем серии Т, как при беспро-
весном положении контактных проводов, так и при отклонениях
провода в обе стороны от^ этого положения. При взаимодействии
же с подвеской повышенной жесткости (315 даН/м) нарушения бес-
провесного положения приводят к более резким ухудшениям каче-
ства токосъема (при стреле провеса, равной 7 см, токоприемник се-
рии Л отрывается от контактного провода). Аналогичные выводы
можно сделать, рассмотрев кривые рис. 51,6, где для сравнения
приведены еще данные для обычной рессорной подвески (кж — 1,6).
Таким образом, при меньшей жесткости равноэластичной подвески
и возможных в условиях эксплуатации отклонениях от оптимально-
го режима легче обеспечить нужное качество токосъема, чем при
равноэластичной подвеске с повышенной жесткостью. Это необхо-
димо учитывать в тех случаях, когда по тем или иным причинам
потребуется увеличивать жесткость равноэластичных подвесок.
Обеспечение оптимальных параметров подвесок может суще-
ственно улучшить качество токосъема и при обычно применяемых
рессорных подвесках. Это подробно было показано в § 17 и 18.
В ряде случаев даже при высоких скоростях движения может ока-
заться неоправданным проектирование равноэластичных или каких-
либо других сложных подвесок.
Таким образом, при определенных условиях, которые должен
установить проектировщик, надежный токосъем и снижение износа
контактных проводов и токосъемных пластин могут быть обеспе-
чены не за счет усложнения и удорожания контактной подвески,
а значительно более экономичным путем.
Экспериментальные исследования взаимодействия с токоприем-
ником одинарной компенсированной рессорной контактной подве-
ски с одним контактным проводом, выполненные канд. техн, наук
В. А. Вологиным, показали, что при оптимальных параметрах под-
вески, заданных в соответствии с приведенной выше методикой (см.
108
§ 17), возможно осуществить надежный токосъем при скоростях
движения до 200 км/ч включительно. Неравномерность жесткости
подвески, которая при испытаниях была в середине пролета длиной
70 м на 75% ниже, чем в опорных узлах, не явилась препятствием
для получения траектории токоприемника, близкой к прямолиней-
ной (размах вертикальных перемещений точки контакта не превы-
шал 4 см).
При этих испытаниях было также установлено, что изменения
длины пролета практически не отражаются на затухании колеба-
ний. Основное влияние на размеры вертикальных перемещений
проводов оказывает неравномерность жесткости подвески вдоль
пролета, увеличивающаяся с ростом его длины. Однако, как показа-
ли теоретические исследования и опытные поездки, при правильном
выборе оптимальных параметров подвески траектории токоприем-
ника близки к прямолинейным независимо от длины пролета. Сле-
довательно, для компенсированных подвесок с оптимальными па-
раметрами длину пролета можно не ограничивать по условиям
токосъема и- определять ее только по условиям обеспечения необхо-
димой ветроустойчивости и соблюдения вертикальных габаритов
контактного провода (см. гл. III).
Выравнивание и увеличение натяжений проводов контактной под-
вески может существенно улучшить качество токосъема. Выравни-
вание натяжений проводов при колебаниях температуры осущест-
вляется применением компенсированных подвесок, которые в этих
условиях обеспечивают лучшее качество токосъема, чем полуком-
пенсированные. В определенных условиях, особенно при взаимодей-
ствии контактной подвески с несколькими рабочими токоприемни-
ками, повышение натяжений проводов подвески существенно
улучшает качество токосъема. Это объясняется не только увеличе-
нием жесткости подвески и снижением вертикальных перемещений
точки контакта, но и ростом скорости распространения фронта бе-
гущей волны вдоль контактной подвески (при сохранении массы
подвески). Чем больше разность между скоростью движения поез-
дов и скоростью распространения фронта бегущей волны, тем луч-
ше качество токосъема при нескольких токоприемниках. Кроме то-
го, с увеличением натяжений проводов растет так называемая
критическая скорость, при которой возникают резонансные явле-
ния, нарушающие токосъем. Таким образом, увеличив натяжение
Рис. 51. Расчетные кри-
ВЫе |<2 max (У) И |Qjmax (А/)
для подвески М-120 +
+ 2МФ-100 и токоприем-
ников серий Т (кривые 1)
и Л (кривые 2) при под-
весках обычной с кж =
— 1,6 (штрихпунктирные)
и равноэластичной с жк —
= 215 даН/м (сплошные)
и 315 даН/м (штриховые);
I = 70 м, v — 250 км/ч
109
проводов, по возможности сохранив, их суммарную плотность,
можно добиться устранения резонансных явлений, так как критиче-
ская скорость станет выше реализуемых скоростей движения. Уве-
личение натяжений проводов подвески, особенно контактных, суще-
ственно повышает и ее ветроустойчивость.
Возможности для повышения качества токосъема создает при-
менение бронзовых проводов, так как увеличение их натяжения не
сопровождается ростом плотности. Однако вследствие пониженной
электрической проводимости и высокой стоимости бронзовых про-
водов целесообразность их применения следует определять техни-
ко-экономическим расчетом, учитывая увеличение срока службы
проводов, если они использованы в качестве контактных.
Возможность повышения натяжений проводов необходимо про-
верять расчетами, учитывая динамические процессы, применительно
к конкретным токоприемникам. Как указывалось выше, при более
жесткой подвеске и несоответственно легких токоприемниках каче-
ство токосъема может оказаться неприемлемым.
Обеспечение быстрейшего затухания колебании, возникающих
при взаимодействии контактной подвески с токоприемником, и сни-
жение амплитуды этих колебаний может быть достигнуто спе-
циальным демпфированием. Например, в Японии это было осу-
ществлено включением в некоторые струны между несущим
и вспомогательным тросами двойной подвески пружинно-воз-
душных демпферов. Вследствие большого числа таких устройств
содержание их в условиях эксплуатации затруднительно и требует
значительных расходов.
Включение демпферов в контактную подвеску-не единственное
решение. Важно осуществить демпфирование в колебательной си-
стеме, а значительно' проще это выполнить в токоприемниках.
Применительно к контактным подвескам следует указать на
устройство, которое предложил для снижения размаха автоколеба-
ний подвесок канд. техн, наук И. А. Беляев. В опорных узлах со-
вместно с рессорными струнами устанавливают еще и простые
струны. Не препятствуя подъему контактного провода у опор, про-
стые струны не позволяют ему опуститься ниже определенного
уровня, что существенно уменьшает вертикальные перемещения
подвески не только при автоколебаниях, но и при колебаниях, воз-
никающих в результате взаимодействия с токоприемниками. Ука-
занные струны сравнительно просто применить в компенсиро-
ванных подвесках; в полукомпенсированных подвесках требуется
принимать специальные меры для сезонной регулировки длины
простых струн, что существенно осложнит эксплуатацию таких
подвесок.
Устранение жестких точек и сосредоточенных масс на контактной
подвеске или уменьшение жесткости подвески в таких местах имеет
существенное значение для обеспечения хорошего качества токо-
съема.
Так, из осциллограммы контактного нажатия (рис. 52), снятой
в пролете длиной 70 м, в котором на расстоянии 7,5 м от опоры на-
110
Рис. 52. Осциллограмма контактного нажатия, полученная при проходе токоприем-
ника Сп-1М со скоростью 165 км/ч по контактной подвеске М-120 + МФ-100 с бес-
провесным положением контактного провода и наличием на нем сосредоточенной
массы
ходилась сосредоточенная масса 7,5 кг, следует, что в месте нахо-
ждения этой массы контактное нажатие увеличилось более чем
вдвое и затем довольно быстро установилось нормальным. Таким
образом, в месте расположения сосредоточенной массы проявилось
ударное воздействие токоприемника, которое хотя и не привело
в данном случае к потере контакта, но при повторных проходах то-
коприемника вызовет усиленный местный износ контактного про-
вода.
Основные жесткие точки и сосредоточенные массы на контакт-
ной подвеске обусловлены наличием фиксаторов, стыковых зажи-
мов и др. Поэтому при высоких скоростях движения особенно важ-
но совершенствовать конструкции .фиксаторов и облегчать их
(например, применять алюминиевые сплавы), с тем чтобы нагрузка
на контактный провод от дополнительного фиксатора в момент
прохода токоприемника была возможно ниже. Устранить стыковые
зажимы контактных проводов можно, применяя специальную свар-
ку (холодную или взрывом).
Для монтажа контактной подвески следует так подбирать бара-
баны с контактным проводом, чтобы длина его на барабане со-
ответствовала длине монтируемого анкерного участка.
Совершенствование конструкций токоприемников в основном идет
по пути снижения их приведенной массы. Это при прочих равных
условиях приводит к увеличению ускорений, реализуемых токо-
приемником, что способствует улучшению качества токосъема. Тео-
ретические и экспериментальные исследования показывают, что при
скоростях движения более 100 км/ч снижение приведенной массы
токоприемника заметно стабилизирует контактное -нажатие.
Уменьшать приведенную массу токоприемника можно, облегчая
полозы и подвижные рамы. Однако масса полоза, определяемая
111
в значительной мере массой контактных элементов, зависит от сни-
маемого тока и, особенно при системе постоянного тока, не может
быть снижена без учета этого обстоятельства. Масса подвижных
рам, которую можно уменьшить, применяя более тонкие трубы,
в обычных токоприемниках уже достигла минимального значения,
обусловленного требованиями механической прочности, необходи-
мой поперечной жесткости и токопроводимости. Поэтому пара-
метры отечественных токоприемников, выпускаемых в соответствии
с ГОСТ 12058-72, можно считать оптимальными.
За рубежом некоторое уменьшение приведенной массы достиг-
нуто в результате применения асимметричных токоприемников
(Франция, Великобритания, ФРГ), а значительное снижение ее-пу-
тем сокращения рабочего хода токоприемника (Япония). В послед-
нем случае требуется ограничить изменения высоты подвески кон-
тактного провода (в Японии принято 0,5 м).
Необходимость снижения приведенной массы токоприемника
без уменьшения его рабочего хода привела к разработке двухъярус-
ного токоприемника, в котором подвижная система расчленена на
две части. Нормально токосъем осуществляет только верхняя по-
движная система токоприемника, нижняя вступает в работу лишь
при значительных изменениях высоты контактного провода (напри-
мер, при проходе искусственного сооружения). Двухъярусный токо-
приемник, разработанный во ВНИИЖТе, существенно отличается
от подобных зарубежных конструкций наличием авторегулирова-
ния, при котором даже в переходном режиме (когда нижняя по-
движная система начинает изменять свое положение) приведенная
масса токоприемника определяется только массами верхней под-
вижной системы и полоза. Этот токоприемник выполнен в двух ва-
риантах: типа Сп-бМ с одним широким полозом, оборудованным
медными контактными пластинами (рис. 53), и типа Сп-бУ-с двумя
узкими полозами и угольными вставками.
В ряде стран для снижения амплитуды колебаний и быстрейше-
го их затухания, а также для стабилизации контактного нажатия
применяют демпфирование токоприемников. Демпфирующие
устройства включают или между подвижными рамами и основа-
нием токоприемника (СССР, Италия и др.), или между подвижными
рамами и полозом (ФРГ). Демпфирование, выполняемое обычно
гидравлическими устройствами с вязкой жидкостью, может быть
двусторонним и односторонним (в последнем случае оно осущест-
вляется только при снижениях полоза токоприемника). Коэффи-
циент вязкого трения для гидравлических демпферов двустороннего
действия, включаемых в отечественных токоприемниках между по-
движными рамами и основанием, составляет около 5 даН • с/м (при-
веденный к оси верхних шарниров подвижных рам). Эффект демпфи-
рования зависит от жесткости пружин кареток, что нужно
учитывать при выборе оптимального коэффициента вязкого трения.
Исследования показали, что применение демпфированных токо-
приемников с приведенной массой 25-35 кг позволяет обеспечить
хорошее качество токосъема с одинарных компенсированных рес-
112
сорных подвесок при скоростях
движения до 250 км/ч. Оказы-
вается возможным при токо-
приемниках с приведенной
массой 25 кг в определенных
климатических условиях после
соответствующей перерегули-
ровки оставлять в эксплуата-
ции рессорную полукомпенси-
рованную подвеску с двумя
контактными проводами для
скоростей движения до
200 км/ч. При одном контакт-
ном проводе в этом случае
скорость движения не должна
быть выше 160 км/ч.
Большое значение для обес-
печения хорошего качества токосъема при нескольких рабочих то-
коприемниках имеет правильный выбор расстояния между ними.
Для этого нужно учитывать статическое и динамическое воздей-
ствия токоприемников друг на друга. Как показали эксперимен-
тальные исследования, взаимное статическое влияние соседних то-
коприемников практически не ощущается при расстояниях между
ними более 40 м. При меньших расстояниях увеличение отжатий
контактных проводов в результате статического взаимодействия
имеет линейный характер. Это позволило В. А. Вологину предло-
жить для определения дополнительного отжатия контактного про-
вода приближенную формулу
АТкх = ^с1(1"^/40)/жкх, ' (184)
где Рс1-постоянная составляющая контактного нажатия одного из токоприемни-
ков;
жкх - жесткость контактной подвески на расстоянии х от опоры, где опреде-
ляется Дк'
Аналогично может быть вычислено условное нажатие Русл, ко-
торое должен был бы иметь один токоприемник, чтобы вызвать
подъем контактного провода, равный подъему под воздействием
каждого из токоприемников с учетом их статического влияния друг
на друга:
Py^Pi + Pciil-L/W). (185)
В результате испытаний со скоростями до 200 км/ч на линии
с пролетами длиной 70 м было рекомендовано выбирать расстоя-
ния LT между токоприемниками скоростного электропоезда исходя
из условия 40 < LT < 70.
При эксплуатации локомотивов или электропоездов с несколь-
кими рабочими токоприемниками следует предусмотреть их парал-
лельное электрическое соединение, что практически исключит по-
явление электррдуговых процессов в случае нарушения контакта
между полозом одного из них и контактным проводом.
113
ГЛАВА VI
РАСЧЕТЫ ПРОВОДОВ ВОЗДУШНЫХ линий
И КОНТАКТНЫХ ПОДВЕСОК
ПРИ ИЗМЕНЕНИЯХ КЛИМАТИЧЕСКИХ УСЛОВИЙ
20, Общие положения
Расчеты проводов воздушных линий выполняют с целью полу-
чения необходимых данных для производства монтажа и регули-
ровки проводов в различных температурных условиях и для про-
верки соблюдения вертикальных и горизонтальных габаритов.
Кроме того, вычисляют натяжения проводов, которые могут быть
определяющими при расчете или подборе поддерживающих
устройств и опор. Как правило, провода рассчитывают так, чтобы
полностью использовать их механические свойства, но иногда для
облегчения поддерживающих устройств или опор снижают макси-
мальное натяжение провода, вводя в расчет повышенный коэффи-
циент запаса прочности.
Поскольку все провода воздушных линий не имеют компенсато-
ров, принятое в качестве допустимого максимальное натяжение
провода будет только в одном или очень редко в двух режимах ра-
боты провода. Чтобы не превысить это натяжение в условиях экс-
плуатации и не иметь слишком большие провесы провода, обусло-
вленные пониженными натяжениями, составляют так называемые
монтажные таблицы. В них указывают натяжение и стрелу провеса
провода, которые нужно задавать при температуре, соответству-
ющей времени производства монтажа или регулировки.
Соблюдаются ли вертикальные и горизонтальные габариты
провода, проверяют, рассчитывая максимальные перемещения его
в вертикальной и горизонтальной плоскостях в тех точках пролета,
где может возникнуть нарушение установленных габаритов при по-
явлении дополнительных нагрузок от гололеда и ветра, а в от-
дельных случаях и от нагрева провода электрическим током при
максимальной температуре.
Расчеты контактных подвесок для определения данных, необхо-
димых при их монтаже и эксплуатации, производят после того, как
уже определены все основные параметры, способствующие дости-
жению возможно лучшего качества токосъема в заданных условиях
{см. главы IV и V). При этих расчетах широко используют раз-
личные ЭВМ.
Расчеты простых контактных подвесок, применяемых на же-
лезных дорогах только в виде компенсированных, так же, как
и компенсированных цепных подвесок, производят, чтобы опреде-
лить изменения стрел провеса проводов при дополнительных на-
грузках и отклонения проводов от нормального положения для
проверки соблюдения требуемых габаритных расстояний.
114
Полукомпенсированные цепные подвески рассчитывают с целью
проверки прочности несущего троса, определения соответствующих
данных для правильного монтажа троса в разгруженном состоянии
(без контактного провода) и стрел провеса всех проводов, которые
необходимо знать при монтаже и эксплуатации. Кроме того, как
и для проводов воздушных линий, определяют те натяжения несу-
щего троса, которые могут понадобиться при расчетах или подбо-
рах поддерживающих устройств и опор. Проверяется также соблю-
дение габаритов.
Поскольку некомпенсированные цепные подвески на железных
дорогах не применяют, их расчеты не приводятся.
При расчетах проводов воздушных линий и несущих тросов по-
лукомпенсированных подвесок нужно определять режимы, которым
соответствует максимальное натяжение или наибольшая стрела
провеса. Максимальное натяжение в проводе может возникнуть
в режиме или минимальной температуры, или максимальных до-
полнительных нагрузок, возникающих при гололеде с ветром. Для
выбора между этими режимами пользуются понятиями критическо-
го пролета или критической нагрузки.
Критическим называют такой пролет, при котором натяжение
провода равно максимальному в обоих указанных режимах. Если
расчетный пролет I меньше критического /кр, то максимальным на-
тяжение Нтах будет1 при минимальной температуре tmjn, а если I >
> tp, то натяжение Нтах возникает при наибольших дополни-
тельных нагрузках.
Для провода воздушной линии
4ср = ^тах |/24(Х (tr ^min)/(^r 9 )» (186)
где а-температурный коэффициент линейного расширения материала провода;
tr-расчетная температура гололедных образований;
qT - результирующая распределенная линейная нагрузка на провод при гололе-
де с ветром;
д-линейная нагрузка от веса провода.
Длина критического пролета для несущего троса полукомпенси-
рованной цепной подвески может быть определена как
/кр = 2max. ), (187)
* min
где Zmax-максимальное приведенное натяжение подвески;
Шг и -приведенные линейные нагрузки на подвеску соответственно при
гололеде с ветром и при минимальной температуре;
«н - температурный коэффициент линейного расширения материала несу-
щего троса.
Приведенные величины Zx и Wx для режима х вычисляют по
формулам, предложенным д-ром дехн. наук И.И. Власовым:
^Х - X Фх^ ?
(188)
(189)
115
Здесь дх, qx-соответственно вертикальная и результирующая нагрузки на несущий
трос в режиме х;
К-натяжение контактного провода (проводов), принимаемое по-
стоянным вследствие наличия компенсаторов;
Т0-натяжение несущего троса при беспровесном положении контактного
провода:
Фх-конструктивный коэффициент цепной подвески, определяемый по
формуле, предложенной автором:
X
~ 1 + (1 - xJk/t/
где
Х = д-2с)2//2.
(190)
(191)
Величина с в выражении (191) означает расстояние от оси опоры
до околоопорной струны (см. рис 32). Таким образом, при за-
данных значениях I и с величина X неизменна.
Формула (187) является приближенной, так как, во-первых, на
данном этапе неизвестна величина То (ее можно принять только
ориентировочно по данным, приведенным в § 9), а во-вторых, не яс
но, для какой длины I определять X и ср. Обычно эти коэффициенты
находят для расчетного пролета. Если длины расчетного и критиче-
ского пролетов существенно различны, то получаемая ошибка не
имеет значения (режим максимального натяжения все равно будет
выбран правильно), а если расчетный и критический пролеты близ-
ки, то принятое к расчету значение ф мало отличается от истин-
ного.
Формулы (188) и (189) для режима гололеда с ветром имеют
вид:
(192)
— Ту + ТС ;
(193)
для режима ветра максимальной интенсивности:
^8=^(1 + <Рв^Т0)
(194)
(195)
и для любого режима без дополнительных нагрузок при темпе-
ратуре Г.
Zt = Tt + <ptK;
Жг = 0(1 + фД7То),
(196)
(197)
где g-линейная нагрузка от собственного веса подвески;
$г-то же от веса гололеда на подвеске;
qr и qB-результирующая линейная нагрузка соответственно при гололеде
с ветром и при максимальном ветре.
116
В каждом случае при определении конструктивных коэффициен-
тов фг, (рв и фг по формуле (190) следует учитывать соответствую-
щие натяжения несущего троса Тт, Тв и Tt.
Удовлетворительные результаты расчета длины критического
пролета могут быть также получены по приближенной формуле,
предложенной инж. Э. М. Мазурским,
4ср — (^тах P-К) |/24&И (£г ^min)/(^r 9 )•
(198)
В этой формуле коэффициент р для подвесок с простыми
опорными струнами при одном контактном проводе рекомендуется
принимать равным 0,5, а при двух проводах-0,4. Как показали
сравнительные расчеты, для подвесок с рессорными струнами коэф-
фициент р может быть принят равным 0,15 при одном контактном
проводе и 0,1 при двух проводах.
Критической называют такую нагрузку в режиме гололеда с ве-
тром, при которой натяжение провода становится максимальным
и равным натяжению при минимальной температуре. Если нагрузка
при гололеде с ветром qr меньше критической дкр, то натяжение
Нтах будет при минимальной температуре, а если нагрузка в режи-
ме гололеда с ветром больше критической, то и наибольшее натя-
жение возникнет в этом режиме. Критическая нагрузка для провода
воздушной линии х
24ос.Н^ах
т ^min
а для несущего троса полукомпенсированной ценной подвески (при-
ближенно, так как принято ориентировочное значение То)
qKp = (tr -tmin) + (200)
У Г min то
Максимальная стрела провеса провода может возникнуть при
режиме максимальной температуры или при наибольших ,ьопслнгА-
тельных нагрузках. Для выбора между этими режимами пользуют-
ся понятием критической температуры. Критической называют та-
кую температуру, при которой стрела провеса пре -ода равна
стреле провеса, его в режиме максимальных нагрузок, т.е. при голо-
леде. Если максимальная расчетная температура tmax меньше кри-
тической гкр, то наибольшая стрела провеса будет в режиме гололе-
да, а если tmax > Гкр, то она возникнет при максимальной темпе-
ратуре.
Для проводов воздушных линий
(201)
где НГ-натяжение провода при гололеде с ветром;
aES- произведение температурного коэффициента линейного расширения ма-
териала проводов ос его модуля упругости Е и площади поперечного се-
чения S (см. табл. 11).
117
Для несущих тросов полукомненсированных цепных подвесок
^кр “ 3“ (^г Tt )/(0Сн^‘н^н)-
Здесь произведение ocHEHSH относится к материалу несущего тро-
са, а ТГкр-к режиму критической температуры. Поскольку знечение
ТГкр заранее неизвестно, то вычисления можно осуществить только
методом последовательных приближений: задавшись Tt , опреде-
лить £кр; затем проверить соответствие натяжения несущего троса
вычисленной температуре и т.д., пока не будет достигнута нужная
точность. Если расчеты производятся не на ЭВМ, то из-за указан-
ной их сложности при цепных подвесках предпочтительнее для
определения максимальной стрелы провеса несущего троса выпол-
нить два расчета в искомых режимах, не вычисляя значение Гкр.
Если различны уровни закрепления провода воздушной линии
на соседних опорах, в расчет можно ввести условный пролет Г:
Г = 1 + 2Hh/(ql),
(202)
где h-разность уровней подвески провода;
Я, натяжение и результирующая линейная нагрузка на провод при одном
и том же режиме;
I-фактическая длина пролета.
Для несущего троса полукомпенсированной цепной подвески
I' = I + 2Zh/(WI), (203)
где Z и Ж-приведенные значения соответственно натяжения и нагрузки подвески,
Использование формул (202) и (203) при одном и том же режиме
работы провода или троса не внесет ошибку в результаты расчетов,
но при переходах от одного режима к другому пользоваться ус-
ловным пролетом не следует.
Расчеты проводов воздушных линий и контактных подвесок
обычно производят для анкерных участков, в которых могут быть
пролеты различной длины. В этом случае необходимо для каждого
анкерного участка выбрать какой-то один пролет, для которого бу-
дут выполняться расчеты. Расчетный пролет выбирают в зависимо-
сти от способа закрепления проводов (жесткое или шарнирное) на
опорах. Шарнирным закрепление получается для несущих тросов
цепных подвесок и проводов воздушных линий на подвесных изоля-
торах. Жестким закрепление становится при использовании шты-
ревых изоляторов на неповоротных кронштейнах.
При шарнирном закреплении провода расчетным является экви-
валентный пролет, в котором натяжение провода меняется по тому
же закону, что и во всем анкерном участке. Длина эквивалентного
пролета
(204)
где /а-длина анкерного участка;
и-число пролетов в анкерном участке;
i-номер пролета.
118
В случае жесткого закрепления провода на опорах в качестве
расчетных выбирают один или оба экстремальных пролета анкер-
ного участка, определив сначала длину /кр по формуле (186) и значе-
ние tKp по формуле (201). При этом исходят из следующих условий:
если наибольший пролет анкерного участка меньше критическо-
го, расчетным является минимальный пролет анкерного участка;
если наименьший пролет анкерного участка больше критическо-
го, то при температурах ниже критической расчетным является
максимальный пролет анкерного участка, а при температурах выше
критической - минимальный;
если критический пролет находится в пределах между экстре-
мальными, то выполняют два расчета (для минимального и макси-
мального пролетов) и в качестве расчетного при данной температу-
ре принимают меньшее из полученных натяжений. Если начинать
с минимальной температуры, получим, что расчетным окажется
максимальный пролет. При некоторой температуре расчетным ока-
жется минимальный пролет. Далее вычисления для максимального
пролета производить не надо, так как он уже не будет расчетным.
Расчеты биметаллических проводов выполняют так же, как
и однородных, учитывая физические характеристики основного ме-
талла. Для комбинированных проводов, состоящих из проволок
с различными физическими характеристиками, тоже можно исполь-
зовать формулы для расчета однородных проводов, принимая
в этом случае площадь сечения равной сумме площадей сечения
проволок из отдельных металлов и заменяя температурный коэф-
фициент линейного расширения а и модуль упругости Е эквива-
лентными величинами:
~ (ot1£1S1 + ^2^2^2)/ (^1'^/1 + ^2^2)’
E3~(E1S1 +E2S2)/(S1 + S2).
(205)
(206)
Здесь индексы 1 и 2 относятся к различным материалам прово-
лок, из которых изготовлен провод (например, 1-алюминий,
2-сталь).
Длина критического пролета для комбинированного провода
24 Йг ^min)
(QT/H тах г)2 — ($/Hmax t)2
(207)
где oq относится к материалу, имеющему большие деформации (на-
пример, при сталеалюминиевых проводах-к алюминию).
Максимально допускаемые натяжения провода в режимах голо-
леда с ветром Ящах г и минимальной температуры Ятах t в формуле
(207) определяют как
77maxj [>1 (^1 ^э)Йизг 1 E3S/Er ,
(208)
где 1ИЗГ-температура, при которой был изготовлен провод (обычно 15 °C);
у-температура искомого режима;
оу и Ei -соответственно допускаемое напряжение и модуль упругости для мате-
риала с большими деформациями.
119
21. Расчеты проводов воздушных линий
На подготовительном этапе расчета анкерного участка провода
воздушной линии (питающей, усиливающей, ДПР, ЛЭП и др.) вы-
полняют следующие вычисления:
1. Определяют или задают в соответствии с данными табл.. 10
максимальное допускаемое натяжение провода. Это натяжение, да-
же если механические качества провода будут использованы непол-
ностью, для данного расчета является предельным; превышение его
недопустимо ни при каких условиях;
2. Вычисляют все нагрузки, действующие на провод (от со-
бственного веса, веса провода с гололедом, ветровые нагрузки на
провод без гололеда и при его наличии, результирующие нагрузки
при максимальном ветре без гололеда и при гололеде с ветром), по
формулам, приведенным на с. 23-30.
3. Определяют длину критического пролета по формуле (186) и,
если закрепление провода жесткое, критическую температуру по
формуле (201);
4. Выбирают расчетный пролет в соответствии с рекомендация-
ми, приведенными в § 20;
5. Определяют режим, которому соответствует принятое в рас-
чете максимальное натяжение провода. Если закрепления провода
на опорах шарнирные, то это делается путем сравнения эквивалент-
ного расчетного пролета с критическим (см. с. 115); если же закре-
пления жесткие, то режим (или режимы) максимального натяжения
уже определен в § 4.
После подготовительного этапа выполняют расчеты, необхо-
димые для построения монтажной кривой. Эта кривая представляет
собой зависимость натяжения провода от температуры (рис. 54).
Пользоваться графиками во время работы на линии неудобно, по-
этому на основании монтажной кривой составляют монтажную та-
блицу по форме, аналогичной табл. 74, приведенной в § 55 для раз-
груженного несущего троса. Кривые зависимостей стрел провеса
провода от температуры не строя г, а вычисляют значения этих
стрел и заносят их в монтажную таблицу.
Обычно монтаж и регулировку проводов производят по их стре-
лам провеса, поэтому расчеты стрел провеса выполняют для всех
Рис. 54. Монтажные кривые провода при максимальном натяжении в режиме ми-
нимальной температуры (д) и при гололеде с ветром (б)
120
пролетов, входящих в состав анкерного участка. Натяжение в мон-
тажной таблице указывают для расчетного пролета, так как оно бу-
дет одинаковым во всех пролетах анкерного участка. Температуры
в монтажной таблице приводят через 5 или 10 °C для всего диапа-
зона между экстремальными расчетными температурами.
Расчеты натяжений проводов, если задаваться значениями тем-
ператур, можно выполнить, решая кубическое уравнение
НХ — АХ/НХ = В1,
(209)
где
Ах = qxl2ES/24;
= Hmax - q2l2ES/(24<ax) - aES(tx - rj.
Все величины с индексом 1 относят к режиму, при котором бу-
дет максимальным натяжение провода, а величины с индексом х-к
любому другому режиму. При таком порядке расчета исключается
возможность превышения натяжения, принятого в качестве макси-
мального, в каких-либо других режимах.
Обычно предпочитают решать не кубическое уравнение (209),
а линейное, задаваясь натяжением провода и определяя температу-
ру, при которой будет возникать это натяжение:
А +
Нх
aES ’
; Bx = ^Z2/(24a).
(210)
„2/2 ц
. . , ^шах
где Л. = L — —---------1------
1 1 24аН^ах aES
Вначале следует проверить правильность вычисленных коэффи-
циентов А и В. Если задаться температурой и нагрузкой при режи-
ме максимального натяжения, то это натяжение должно получиться
в результате решения уравнения (209), а если задаться макси-
мальным натяжением и соответствующей нагрузкой, то по уравне-
нию (210) получают темцературу, при которой возникает указанное
натяжение.
Полученные при решении уравнения (210) температуры опреде-
ляют точки для построения кривой Hx(tx). Стрелы провеса провода
при температуре tx вычисляют для каждого из пролетов анкерного
участка k :
fx—qxl2/(3Hx). (211)
После этого находят натяжения провода в режимах с дополни-
тельными нагрузками: при гололеде с ветром (если этот режим не
обусловливал максимальное натяжение) и при ветре максимальной
интенсивности (см. соответствующие точки на рис. 54). Расчеты вы-
полняют также по уравнению (209) или (210), но в последнем случае
приходится задаваться натяжениями 2-3 раза, чтобы стало воз-
121
можным определить искомую (фиксированную) температуру интер-
поляцией. При этом величина qx должна быть равна результирую-
щей нагрузке для данного режима.
Чтобы проверить, соблюдаются ли вертикальные и горизон-
тальные габариты, на расстоянии х от опоры определяют верти-
кальную составляющую провеса провода
у' = д1(1-х)/(2Ну (212)
и его горизонтальное отклонение
у" = р"(1-х)/(2Н'У (213)
В этих формулах значения нагрузок д' (вертикальной) и р" (гори-
зонтальной), как и натяжения провода Н' и Я", должны соответ-
ствовать тем режимам, при которых максимальны значения у' и у".
22. Расчеты контактных подвесок
Расчеты полукомпенсированных подвесок заключаются в опреде-
лении натяжений и стрел провеса несущего троса, а также в устано-
влении стрел провеса контактных проводов и их вертикальных
перемещений у опор во всех нужных расчетных режимах. При необ-
ходимости выполняют еще расчет рессорного троса.
Известны несколько методик расчета полукомпенсированных
подвесок. Наибольшее распространение в проектной практике полу-
чила методика д-ра техн, наук И. И. Власова с использованием вы-
ражения (190); не являясь абсолютно строгой, она. позволяет рас-
считать различные конструкции полукомпенсированных подвесок
по одним и тем же формулам. Ниже излагается указанная методи-
ка, но для определения стрел провеса проводов приводятся и дру-
гие формулы.
На подготовительном этапе выполняют следующие расчеты:
1. Определяют длину эквивалентного пролета по формуле (204),
поскольку закрепление несущего троса всегда можно считать
шарнирным.
2. Задаются максимальным допустимым натяжением несущего
троса Тшах и номинальным натяжением контактного провода К,
которое принимают в расчете постоянным.
3. Вычисляют все нагрузки, действующие на несущий трос' (от
собственного веса подвески, веса подвески с гололедом, ветровые
нагрузки на несущий трос без гололеда и при его наличии, резуль-
тирующие нагрузки на несущий трос при максимальном ветре без
гололеда и при гололеде с ветром), по формулам, приведенным на
с. 23-30.
4. Выбирают режим, при котором максимально натяжение несу-
щего троса, путем сравнения эквивалентного пролета с критиче-
ским, определенным по формуле (187) или (198), или сравнения ре-
зультирующей нагрузки при гололеде с ветром с критической
122
нагрузкой, вычисленной по формуле (200). При упрошенных расче-
тах рессорных подвесок (см. ниже) длину критического пролета до-
пустимо определять по формуле (198), принимая £=0.
5. Определяют температуру t0, которая соответствует беспро-
весному положению контактных проводов. При скоростях движе-
ния до 120 км/ч
t — I — tr
(214)
где ^„-среднегодовая температура района;
г- величина, принимаемая равной 10-15 °C при одном контактном проводе
и 5-10 °C при двух.
При скоростях движения более 120 км/ч температуру t0 следует
выбирать в соответствии с рекомендациями, приведенными в § 18.
6. Определяют натяжение и стрелу провеса несущего троса при
беспровесном положении контактных проводов. Натяжение То
в этом режиме может быть найдено, например, из следующих
уравнений:
(215)
где
Решение уравнений вида (215) без применения ЭВМ сопряжено
с некоторыми неудобствами: каждый раз, задаваясь величиной на-
тяжения, надо определять соответствующие ему значения ср, W и Z.
Однако в практике проектирования широко используют ЭВМ, и до-
статочно составить необходимую программу вычислений (как это
сделано в Трансэлектропроекте), чтобы не испытывать затруднений
при расчетах любых применяемых полукомпенсированных подве-
сок.
Иногда в расчеты вводят следующие упрощения: при расчетах
подвесок с простыми опорными струнами принимают <р = X (т. е. ве-
личину ср неизменной для данного пролета), а при расчетах рес-
сорных подвесок считают ф = 0, что приводит уравнение (215)
к виду
(216)
В формулах (215) и (216) величины с индексом 1 относят к режи-
му максимального натяжения несущего троса, а с индексом н-к
материалу несущего троса. Величина д0 представляет собой нагруз-
ку от собственного веса подвески, так как беспровесное положение
контактного провода реализуется при отсутствии дополнительных
нагрузок. Задаваясь несколькими значениями То (начиная с у казан-
123
ного в § 9) и воспользовавшись интерполяцией, определяют значе-
ние этого натяжения, которое точно соответствует ранее выбранной
температуре 10.
Стрела провеса несущего троса при беспровесном положении
контактного провода Fo для подвесок с рессорными струнами
в пролете // определяется по формуле
+ (217)
о / о 1о
где Яо-натяжение рессорного троса при данном режиме;
Ь0/-расстояние между несущим и рессорным тросами по оси опоры при том
же режиме (рис. 55).
Формула (217) получена из рассмотрения условий равновесия
половины пролета рессорной подвески при беспровесном состоянии
контактного провода (см. рис. 55). Обычно принимают Но С
^150 даН, а значение bQi вычисляют как сумму размеров yoi и фог-,
определение которых было описано в § 17 и 18.
Для подвесок с простыми опорными струнами значение стрелы
провеса несущего троса при беспровесном положении контактного
провода определяется первым слагаемым формулы (217).
После под! отопительного этапа дальнейшие расчеты могут
быть выполнены в такой последовательности.
Для монтажа несущего троса без контактного провода необхо-
димо иметь монтажную кривую и таблицу, аналогичные опи-
санным в § 21 для провода воздушной линии. Построение монтаж-
ной кривой Трх(гх), показанной на рис. 56, ведут, задаваясь
натяжениями разгруженного (г. е. без контактного провода) несуще-
го троса ТрХ и определяя соответствующие этим натяжениям тем-
пературы по уравнению
где
д&э
(218)
4о ~ ^0
Здесь величина. дв представляет собой нагрузку от собственного ве-
са несущего троса. Значение коэффициента Ао в формуле (218) рав-
но значению коэффициента Аг в формуле (216). Поэтому, если
известен один из этих коэффициентов, вычислять второй нет
необходимости.
Стрелы провеса разгруженного несущего троса Fp при темпера-
турах tx в конкретных пролетах // анкерного участка
^н?/(8Трх). (219)
При монтаже цепной подвески и для проверки ее состояния в ус-
ловиях эксплуатации необходимо иметь еще одну таблицу, рассчи-
124
Рис. 55. Расчетные схемы полукомпенсиро-
ванной подвески с рессорными тросами при
беспровесном положении контактного про-
вода (штриховые линии) и в режиме х
(сплошные)
Рис. 56. Зависимости изменений
натяжения несущего троса полу-
компенсированной подвески от
температуры
тайную для несущего троса в рабочем положении (т. е. при наличии
контактного провода). В этой таблице, указывают также значения
стрел контактного провода fxi и его перемещений относительно
беспровесного положения у опор \hX[ по форме, аналогичной
табл. 75, приведенной в § 55. Стрелы провеса контактного провода
и его перемещения у опор, направленные вниз от беспровесного по-
ложения, указывают в таблице со знаком «+ », а направленные
вверх от беспровесного положения- со знаком « — ».
Изменения натяжения нагруженного несущего троса при измене-
ниях температуры рассчитывают, задаваясь натяжениями и опреде-
ляя соответствующие им температуры на основании уравнений:
для любых подвесок (кроме специальных !)
где В'х =
W2xl2
24^
; Л0-то же, что в формуле (218);
(220)
для упрощенных расчетов рессорной подвески
X
(221)
11 11 и
где Вх
q2il
——; /10-tg же, что и выше.
Здесь величина qx представляет собой результирующую нагруз-
ку на несущий трос, которая в данном случае равна д0.
В результате расчетов по формулам (220) или (221) строят кри-
вую Тх(гх), показанную на рис. 56.
1 К специальным относятся косые, рычажные, вантовые и другие сложные
подвески.
125
Вертикальная составляющая стрелы провеса несущего троса
в пролете Ц
Fii = (222)
где значения WXi и ZXI- определяются выражениями (188) и (189).
Стрела провеса контактного провода в этом-же пролете
- (223)
а вертикальное перемещение контактного провода у опоры
ДЙХ1-=(1-<рХ1.)(^-^Д \ (224)
В формулах (223) и (224) значение FXj определяется из выраже-
ния (217) без учета второго члена (т.е. его принимают равным
нулю).
Для рессорной подвески более точные значения стрел провеса
проводов и перемещений контактного провода у опор могут быть
найдены по формулам:
(225)
ft -2g)2
8(ТХ + К)
где Нх и Но-натяжения рессорного троса при режиме х и при беспровесном по-
ложении контактного провода;
сг-расстояние от оси опоры до околоопорной струны в пролете 1г.
(226)
Вследствие большой сложности точного определения значения
Нх в практических расчетах допустимо не учитывать изменение от-
ношения натяжения рессорного троса к натяжению несущего троса
и принимать это отношение таким же, как при беспровесном поло-
жении контактного провода (т.е. Нх/Тх = Но/То). Тогда формула
(226) упрощается и после преобразований может быть представлена
в виде
^-Lxi ~
(Ji )
27х
9х ~ Q о
(227)
Величину перемещения Айих,, обусловленного изменением угла
наклона изоляторов, на которых подвешен несущий трос, не учиты-
вая влияние фиксаторов, можно определить как
^Fdxi
(228)
где /1и-длина гирлянды изоляторов;
GQi и Qqz—соответственно вертикальная и результирующая нагрузка на изо-
ляторы в режиме беспровесного положения контактного провода
в пролете /г-;
Gxi и Qxi-ro же при режиме с температурой tx.
126
Определить значение А/?их/- с учетом влияния фиксаторов можно
по материалам, приведенным в § 29. Учитывать величину Д/гих/ осо-
бенно важно для кривых при подвеске несущего троса на неизоли-
рованных консолях или на изолированных с двойной изоляцией.
Стрелу провеса несущего троса в вертикальной плоскости Fx;
для рессорной подвески можно найти, рассмотрев условия равнове-
сия половины пролета этой подвески в режиме х (см. рис. 55):
rv —
xi~ 8TV
X
X
(229)
XI гр
* X
^xi — ^oi + Ahxi -> (230)
где значения вычисляются по формулам, приведенным в § 17, а
Лйх/-по формуле (227). Более точное значение bxi можно опреде-
лить, используя формулы (180)-(183).
Учитывая сказанное выше, в последнем члене формулы (229) от-
ношение Нх/Тх можно заменить на Н0/Т0.. Такое допущение не
окажет заметного влияния на конечные результаты расчета.
Для подвесок с простыми опорными струнами вертикальная
составляющая стрелы провеса несущего троса
f fJxF 1 r
xi n гтг Jxi
(231)
Расчеты натяжений несущего троса при режимах с дополни-
тельными нагрузками производят, решая уравнение (220) или (221),
в которых все величины с индексом х относят к искомому режиму
(гололеда с ветром или ветра максимальной интенсивности). Полу-
ченные результаты обычно показывают точками на графике Tx(tx)
(см. рис. 56). Стрелы провеса проводов и вертикальные перемеще-
ния контактного провода у опор вычисляют по формулам
(222)-(231). При необходимости стрелы провеса несущего троса
в плоскости действия результирующей нагрузки можно определить
с достаточной точностью как
где дх и qx - соответственно вертикальная и результирующая нагрузки на несущий
трос.
При расчетах полукомпенсированных подвесок для линий по-
стоянного тока иногда требуется учесть, что для первого периода
эксплуатации подвешивают один контактный провод, а через неко-
торое время добавляют второй без перерегулировки несущего тро-
са. В этом случае расчет несущего троса на прочность выполняют
исходя из наличия двух контактных проводов: рассчитывают раз-
груженный трос и составляют монтажные таблицы, как было опи-
сано выше. Но для того чтобы правильно осуществить монтаж
подвески с одним контактным проводом и ее эксплуатационную
проверку, рассчитывают еще натяжения несущего троса при раз-
личных температурах, решая соответствующее уравнение:
127
для любых подвесок (кроме специальных)
^02^ Т)2 t _ ^х1^э
240^^2 ОнДА ’ Х1 24^
(233)
или для упрощенных расчетов рессорной подвески
(234)
где Bxl = gxlll/(24^); Л02-то же, что в формуле (233).
В уравнениях (233) и (234) все величины с индексом 02 относятся
к режиму беспровесного положения двух контактных проводов,
а величины с индексом xl-к искомому режиму при одном контакт-
ном проводе. После построения кривой Txl{tx) (см. рис. 56) вычис-
ляют соответствующие стрелы провеса обоих проводов, верти-
кальные перемещения контактного провода и составляют таблицу
по форме, указанной выше для несущего троса цепной подвески.
Расчеты стрел провеса и вертикальных перемещений контактных
проводов выполняют по формулам (222)-(232), в которые подста-
вляют нагрузки и натяжения при одном' контактном проводе. Рас-
четы натяжений несущего троса в режимах с дополнительными на-
грузками при одном контактном проводе не производят, так как
поддерживающие устройства и опоры выбирают исходя из наличия
двух контактных проводов.
Двойные полукомпенсированные подвески в СССР применяют
очень редко, только на электрифицированных участках постоянного
тока, где изношенный контактный провод приподнимали и исполь-
зовали в качестве вспомогательного троса. При этом и старый,
и новый контактные провода снабжали компенсаторами. Поскольку
эти провода расположены в непосредственной близости друг от
друга, можно рассчитывать несущий трос двойной подвески по при-
веденным выше формулам для одинарной, учитывая все нагрузки
от вспомогательного троса и принимая везде вместо натяжения
контактного провода сумму натяжений вспомогательного троса
и контактного провода. Такой расчет обусловливает некоторую не-
точность получаемых результатов, но в пределах, допустимых для
практических целей.
Изменения высоты контактного провода у опор ДйХ1- и у бли-
жайших простых струн AhXjl при двойной подвеске определяют по
формулам
Ahxi ~ ^xi ~~ + фвх — Фво » (z35)
^^xil — (1 xi ^Oi) "Г Фвх — Фво > (236)
где фвх и фв0-стрелы провеса вспомогательного провода в режиме х и при беспро-
весном положении контактного провода
128
Стрела провеса вспомогательного провода
^ВХ “ ^XCc/(2Gx).
Здесь сс-расстояние между струнами контактного провода;
Ux-натяжение вспомогательного провода;
Рх-сосредоточенная нагрузка на вспомогательный провод:
Рх ^К^КХ^С 3" 0,75^bxQ 9С 5
(237)
(238)
где $в-нагрузка от веса 1 м вспомогательного провода;
пк, дк и ас~то же, что и ранее.
При некомпенсированном вспомогательном проводе его натяже-
ние можно определить на основании следующей формулы:
р2 и \ Р2 и
$ __ г 1 д v 1 ) | гх_________vx
. 1 4авС/2 aBE3S3) 4aBU2 uBEBSB'
(239)
Задаваясь натяжением вспомогательного провода Ur при темпе-
ратуре t± и подставляя в уравнение (239) различные значения Ux,
взятые через произвольные интервалы, находят соответствующие
значения tx и строят кривую Ux(tx).
Расчеты простых и цепных компенсированных подвесок заклю-
чаются обычно только . в определении стрел провеса проводов
и вертикальных перемещений у опор контактных проводов при от-
сутствии и наличии дополнительных нагрузок.
Стрелу провеса контактных проводов fi компенсированных под-
весок в пролете // устанавливают исходя из условий обеспечения
возможно лучшего качества токосъема в соответствии с материала-
ми, приведенными в § 17. Стрела провеса контактного провода цеп-
ной компенсированной подвески в том же пролете при наличии
гололеда
9r(li ~ 2с, )2
(240)
где дг-линейная нагрузка от веса гололеда на проводах подвески;
Cj- расстояние от оси опоры до ближайшей простой струны, закрепленной на
несущем тросе в пролете /f.
Изменение высоты контактного провода у опоры (без учета из-
менения натяжения рессорного троса)
2(Т~Н)
(241)
3“ •
Изменение высоты провода вследствие поворота гирлянды изо-
ляторов можно определить по формуле, аналогичной (228):
— huffiri/Qri
(242)
где hK-длина изоляторной гирлянды;
G; и Gri- вертикальные нагрузки на изоляторы соответственно без гололеда
и при наличии его;
Qi и Qri-результирующие нагрузки на изоляторы соответственно без гололе-
да и ветра и при наличии их.
5. Зак. 1448
129
Если при отсутствии гололеда гирлянда изоляторов располага-
лась вертикально, то выражение (242) преобразуется к виду
(243)
Стрелу провеса несущего троса рессорной подвески в пролете Ц
при отсутствии дополнительных нагрузок можно определить по
формуле, аналогичной (229):
(244)
а при простых опорных струнах-по формуле, аналогичной вы-
ражению (231):
(245)
Вертикальная проекция стрелы провеса несущего троса при го-
лоледе с ветром в пролете lj для рессорной подвески
(246)
а при простых опорных струнах
ri т •/ п
В плоскости действия результирующей нагрузки стрела
несущего троса рессорной подвески
(247)
провеса
Ti~1r (д + дт)Т
а при простых опорных струнах
г, g?k г к дг
Frj Jri
8Т Т д + дг
(248)
(249)
В формулах (248) и (249) величина qr представляет собой резуль-
тирующую нагрузку на несущий трос при гололеде с ветром. Значе-
ние brj может быть определено по формуле (230).
Расчеты стрел провеса контактного провода при простой ком-
пенсированной подвеске выполняют по формулам, приведенным
в § 21 для проводов воздушных линий.
Расчеты по определению допустимых длин анкерных участков по-
лукомпенсированных подвесок выполняют так, чтобы для кон-
кретных условий трассы изменения натяжения контактных прово-
дов не превышали + 15% номинального, а для компенсированных
подвесок, кроме этого, натяжения несущего троса не превосходили
130
± 10% номинального. В проектных организациях применяют мето-
дику расчета, которая была разработана д-ром техн, наук
И. И, Власовым. Изменения натяжений отдельных проводов подве-
ски на определенных участках трассы находят по графикам, по-
строенным для крайних значений расчетных температур на прямых
участках пути и в кривых различных радиусов. Общее изменение
натяжения определяется как сумма отдельных его изменений на
разнородных участках трассы.
Изменение натяжения контактного провода (проводов) на
кривых участках пути может быть определено как
АК =---------------------,
1 - 2(АКС + АКф)/[ЗЕк5к(акАг - е)]
(250)
где АКС = L(L + /) дк (е - схкАг)/ (2е);
ЛК ^L-QtE-otKAQ
ф 2RЛф - 0,5L(L -/)(£- aKAt)
Здесь АК-полное изменение натяжения контактного провода;
АКс-изменение натяжения, вызванное влиянием струн подвески;
АКф-изменение натяжения, вызванное влиянием фиксаторов;
L-расстояние от компенсатора до средней анкеровки;
^ф - шарнирная длина фиксатора;
е-средняя длина струны;
Аг-отклонение температуры от среднего значения;
е = 8(Д-/2)/(3/2),
где f и /х-стрелы провеса контактного провода соответственно при средней темпе-
ратуре и при температуре tx.
Изменения натяжения несущего троса на кривых участках
+ L(L- /)^Агт
2К^±0,5Е(Е-/)анАг ’
(251)
где ^-горизонтальная проекция поворотной консоли, считая от тЬчки крепления
несущего троса на консоли до оси шарнирного крепления консоли на опоре.
Верхние знаки в формуле (251) относятся к случаю расположе-
ния консолей с внешней стороны кривой, нижние-к расположению
консолей на внутренней стороне кривой.
С учетом поправки на упругие деформации несущего троса из-
менение его натяжения определится выражением
1 — 2AT1/(3ocHEHSHA?)
(252)
Для примера на графике рис. 57 показаны точки, по которым
можно подсчитать изменения натяжения несущего троса компенси-
f рованной подвески для участка длиной 700 м, состоящего из сле-
дующих элементов, считая от средней анкеровки: прямая Ое длиной
200 м; внешняя сторона кривой ed радиусом 300 м и длиной 200 м;
прямая de длиной 100 м; внутренняя сторона кривой ск радиусом
131
5*
Рис. 57. Зависимости AT(L) на внешней
(а) и внутренней (б) стороне кривой
500 м и длиной 200 м. Изменение натяжения несущего троса при
температуре + 40 °C определится сложением отрезков ab и тп
(- 63 + 130 = 67 даН), а при температуре - 40 °C - сложением от-
резков а'Ъ' и т’п' (74 — 134= —60 даН).
23. Особые случаи расчета1
Расчеты провода в отдельном пролете. Провод нагружен дву-
мя равномерно распределенными нагрузками разной ин-
тенсивности-например, при подвеске шлейфов разъединителя на
проводе в части пролета (рис. 58, а). Натяжение провода при любом
режиме Нх может быть определено из уравнения
_ g«iQ38i = '^L+a(t (253)
24/Я* 241Н 2 , ES
ИЛИ
_ / Hi \ _ 7ГХ (254)
х “ V1- ~ 24а/Я( aES J 24аШ2 aES ’
/с2б ЗЬ «
где 8 = 1+----+ —(1 + к)2 ; к = qbb/(qaa).
а I
В этих формулах qa и qb~ равномерно распределенные нагрузки
провода соответственно на участках а и h (см. рис. 58, а). Все
1 Параграф написан инж. Г. Н. Бродом.
132
остальные обозначения те же, что и выше. Величины с индексом
1 относятся к известному (заданному) режиму работы провода.
Формулы (253) и (254) справедливы для случая, когда нагрузки
qa и qb действуют в одной плоскости как в определяемом, так и
в заданном режимах; при этом плоскости действия нагрузок в раз-
ных режимах могут и не совпадать.
Провесы провода на участке а могут быть определены как
qaux а — х
~2Н а
b
+ у(1 + *)
(255)
на участке b
(256)
на границе участков а и b
дад2ь
21Н
(1 + к).
(257)
При расчетах по формулам (255) и (256) значение х отсчитывает-
ся от опоры А.
Провод нагружен сосредоточенной силой-например,
при подвеске изолятора, поддерживающего другие провода
(рис. 58,6). Натяжение провода Нх при любом режиме может быть
определено из уравнения
Gxab G2ab Нх - Н.
~212НХ ~ 212Н\ ~ ES
или
/ G^ab Hj \ G2ab Нх
tx ~ V1 " 2aZ2H? + otES J + 2аРН~2 “ a£S ’
\ А / -А-
(258)
(259)
где Gx и Gt -сосредоточенные силы соответственно в определяемом и в заданном
режимах.
Приведенными уравнениями можно пользоваться в тех случаях,
когда собственной равномерно распределенной нагрузкой провода
допустимо пренебречь, если опа значительно меньше нагрузки от
сосредоточенной силы.
Рис. 58. Расчетные схемы провода при наличии двух равномерно распределенных
нагрузок разной интенсивности (а) и сосредоточенной силы (б)
133
Стрела провеса провода в точке приложения сосредоточенной
силы
f= Gab/(IH). (260)
В частном случае при расположении сосредоточенной силы в се-
редине пролета формулы (258)-(260) упрощаются:
---п------т =----------Наш — г);
8Я? 8Н? ES
-2V 1
/ G? Н. \ G} Нх
\ 1 8аН? aES) ЪиН2 aES
f= Gl/(4H).
(261)
(262)
(263)
Определение прогиба железобетонных опор. Конические железобе-
тонные опоры имеют переменную по высоте жесткость. Однако
для практических расчетов прогибы таких опор можно определить
с достаточной точностью, если заменить опору трехступенчатой
фигурой (рис. 59, п), каждая ступень которой имеет длину, равную
73 высоты опоры, и жесткость, соответствующую среднему сече-
нию данной ступени. Для расчета прогибов опор можно использо-
вать графики рис. 60, выбирая нужную часть по высоте опоры в со-
ответствии со схемой нагружения.
При треугольной эпюре изгибающего момента (рис. 59,6) на
расстоянии а от вершины прогиб опоры
Mrh2 Г 9Х ( ЗХ2 - 1 3 5 \ ( 1 7 19
~81 2\ ЕЕ Не ” ЕД7 + ~Ё17 + ЕД~ + ЕД
(264)
где
/2 и
h-высота крепления провода от уровня заделки;
Е-модуль упругости материала опор;
Д -моменты инерции среднего сечения каждой из трех равных час-
тей, на которые разделена опора от уровня заделки до уровня
крепления провода (рис. 59, а);
X = a/h.
Жесткости отдельных ступеней ЕЦ, Е12 и Е/3 нужно определить
по графику рис. 60, разделив на три равные части размер h, взятый
на принятом участке опоры по высоте.
В частном случае на вершине опоры (X = 0) прогиб
M,h2 / 1 7 19 \
Ушах —-----1-----—----- 3--I • (265)
Гтах 81 \ЕД Е12 Е13)
Если эпюра изгибающего момента прямоугольная (рис. 59, в),
прогиб опоры на расстоянии а от вершины
M2h2 /ЗХ —2 2 2 \ 1 3 5
—— ЗХ----------------+----+---+----
18 \ ЕЦ EI2 EI3J EIr Е12 Е13
(266)
134
Рис. 60. Зависимости жесткости EI кониче-
ских железобетонных опор от высоты h для
опор с нормативным моментом 8 тс • м (кри-
вая 1), а также 4,5 и 6 тс-м (кривая 2)
Рис. 59. Расчетная схема кони-
ческой железобетонной опоры
(п), а также эпюры изгибающего
момента (б и в)
а на вершине опоры
M2h2
Ymax 7g
1 t 3 ( 5
Формулы (264) и (266) справедливы при условии а < й/З.
Если опора имеет по высоте постоянную жесткость, т. е. ЕЦ =
— Е12 — EI3 — EI, то при треугольной эпюре изгибающего момента
(267)
Mjh2
6EI
(1 -X)2(2 + X)
(268)
M^h2
ЪЕ1 ’
и Ymax —
(269)
при прямоугольной эпюре изгибающего момента (йм. рис. 59, в)
M2h2
2EI
(1 - М2
(270)
M2h2
И Ymax ~------
max 2EI
(271)
Натяжение провода Нх с учетом прогибов железобетонных опор
при любом режиме может быть определено из уравнения:
с&12 д2112
24Н2 24Н2
(272)
или
дИ2 н ( 1 & н ( | y'\
24аН? l\aES + al/J 24аН2 x\aES al /
(273)
135
где у'-суммарный единичный прогиб обеих опор на высоте крепления от натяже-
ния, равного 1 даН:
Если одна из опор не может иметь прогиба (например, при на-
личии оттяжки, закрепленной на уровне провода), то в расчет сле-
дует ввести единичный прогиб, равный 0,5у'.
Определение длины анкерных участков проводов воздушных ли-
ний. При кронштейнах, жестко закрепленных на опорах, длина ан-
керного участка провода может быть ограничена только по усло-
виям удобства монтажа и восстановления после обрыва провода.
Практически применяют различные по конструкции кронштейны,
имеющие на опорах ограниченную подвижность. В этом случае при
ветре вдоль провода происходит смещение всех кронштейнов, вет-
ровая нагрузка с кронштейнов передается на провод, в результате
чего натяжение провода вдоль анкерного участка становится неоди-
наковым. Поэтому длину анкерного участка следует выбирать исхо-
дя из необходимости соблюдения следующих условий: натяжение
провода в наиболее нагруженном пролете не превышает макси-
мального, принятого для данного провода; натяжение провода
в наиболее разгруженном пролете не становится ниже определенно-
го значения, при котором вследствие увеличения стрел провеса на-
рушаются допустимые расстояния от провода до земли и сооруже-
ний; максимальное смещение кронштейнов не превышает значения,
исчерпывающего возможную подвижность кронштейна, обуслов-
ленную конструкцией его закрепления на опоре; при максимальном
смещении кронштейнов, на которых подвешены провода разных
фаз (например, ДПР), горизонтальное расстояние между ними не
снижается до значения, недопустимого для линии данного напряже-
ния и условий подвески.
В рассматриваемом случае расчетным для определения длин ан-
керных участков является режим ветра максимальной интенсивнос-
ти или режим ветра при гололеде; в обоих режимах направление
ветра принимается вдоль проводов. Натяжение провода Нхн в наи-
более нагруженном пролете, расположенном в конце анкерного
участка с наветренной стороны (рис. 61), может быть определено из
уравнения
9xl2fn (ot) Яхн _ дх12
24Н2 ES ~ 24Н?
Hi + 0,5(и- 1)Р
(275)
где и-число пролетов в анкерном участке;
-натяжение провода до появления ветра;
Р-часть ветровой нагрузки на кронштейн, передающаяся на провод;
fn(а)-безразмерная величина, определяемая для п пролетов по графику рис. 62
в зависимости от соотношения ос = Р/Нхн.
Поскольку перед началом расчета натяжение Нхи неизвестно, то
задача решается методом последовательных приближений. Сначала
136
^пролетов
№опор<^~
на прямой
Рис. 61. Расчетная схема анкерного участка
провода
&П-2
&п-1
Рис. 62. Зависимости /п(а) от числа пролетов п при разных ос
137
Рис. 63. Расчет-
ная схема для
определения на-
грузки Р
следует задаться значением Нхи — (1,03 ~ 1,10) х
х [Hi + 0,5 (и — 1)Р], определить а и fn (ос), а затем из
уравнения (275) найти значение Нхп. Если получен-
ное значение отличается от принятого более чем на
2%, то расчет можно повторить для нового значе-
ния Нхи.
Передаваемая на провод ветровая нагрузка
Р определяется в соответствии со схемой, приведен-
ной на рис. 63:
Р = (РкГА + Р„ал)/(2а),
(276)
где Ркр и Рп - соответственно нагрузки от ветра на кронштейн
и подкос (тягу), определяемые по формуле (31).
Принимается, что сила 0,5Рп приложена в точке
крепления подкоса (тяги) к кронштейну. Давление
ветра на тягу из круглой стали можно не учитывать. Натяжение
провода Нхр в разгруженном пролете, расположенном в конце
анкерного участка с подветренной стороны,
Нхр = Нхн-(и-1)Р. (277)
При известном Нхп смещение вдоль провода точки подвеса
m-го кронштейна
qll3m ( 1 fmM \ Ifn r
= + ^--^-^(m-DP]. (278)
\ 1 хн /
Здесь /т(ос) определяется по рис. 62 для т пролетов.
Расчеты по формуле (278) показывают, что максимальное сме-
щение получают кронштейны, расположенные несколько дальше се-
редины анкерного участка в подветренную сторону.
Угол поворота m-го кронштейна может быть определен как
pm — arc sin кт/а, а расстояние между двумя проводами разных фаз
при повернутом m-м кронштейне с'= спcos где сп-расстояние
между проводами до поворота кронштейна.
При подвеске на одном кронштейне двух проводов различных
фаз с достаточной точностью расчет можно вести, принимая во
внимание один провод, имеющий двойные вес, сечение и натяжение
и подвешенный посередине между действительными точками подве-
са проводов.
На кривых участках пути также происходит смещение кронш-
тейнов под действием ветровых нагрузок. Однако при повернутом
кронштейне усилие от изменения направления провода на кривой
дополнительно изменяет натяжение провода. При направлении уси-
лий, обусловленных изменением направления провода в сторону
опоры, натяжение изменяется больше, а при направлении в сторону
от опоры-меньше, чем на прямом участке пути. Аналогично поло-
жение и со смещениями кронштейнов.
Состояние провода в анкерном участке при направлении усилий,
обусловленных изменением направления провода в сторону опоры,
описывается системой уравнений:
138
(279)
ES
где i-номер пролета (кронштейна): i= 1,2,3,..., п;
(280)
(281)
а' = ]/а2 — Af.
При п пролетах в анкерном участке можно составить одно урав-
нение (279) и п — 1 уравнений (280) и (281), а всего 2п — 1 уравнений.
Общее число неизвестных также будет равно 2п — 1 (натяжения в
п пролетах и смещения и — 1 кронштейнов). Таким образом, в ре-
зультате решения системы уравнений (279)-(281), которое нужно
выполнять на ЭВМ, определятся все необходимые величины.
Для анкерного участка при направлении усилий от изменений
направления проводов в сторону от опоры уравнения (279) и (281)
не изменяются, а уравнение (280) принимает вид
Hxi (2а'R + /А.) - 2а'RP
2а'R - /Af
(282)
Давление ветра на кронштейны при достаточно большой длине
анкерного участка неравномерно. Это будет сказываться сильнее
в кривых, где направление ветра не может совпадать с направле-
нием линии на значительных расстояниях. Поэтому на прямых
участках пути и в кривых радиусом более 2000 м при определении
длин анкерных участков следует расчетную скорость ветра для дан-
ного района снижать на 10%, а в кривых радиусом менее
2000 м-на 10-15%, принимая большее снижение для кривых мень-
шего радиуса. >
ГЛАВА VII
РАСЧЕТЫ ПОДДЕРЖИВАЮЩИХ
И ФИКСИРУЮЩИХ УСТРОЙСТВ
24. Поддерживающие и фиксирующие устройства
К поддерживающим устройствам контактной сети относятся
консоли всех типов для цепных подвесок, жесткие и гибкие попере-
чины, а также кронштейны для различных проводов; к фиксирую-
щим устройствам-фиксаторы, фиксирующие поперечины, фикса-
торные стойки и кронштейны. Разработаны типовые конструкции
всех поддерживающих и фиксирующих устройств, но в отдельных
случаях все же возникает необходимость расчета того или иного
устройства. Поэтому в данной главе рассматриваются вопросы
определения геометрических размеров и расчета всех поддерживаю-
щих и фиксирующих устройств, кроме жестких поперечин, которые
при проектировании контактной сети никогда не рассчитывают-их
только подбирают из типовых конструкций (см. гл. VIII).
Выбор типов поддерживающих и фиксирующих устройств во
многом определяется условиями установки опор (см. § 33). На
однопутных и двухпутных перегонах применяют однопутные консо-
ли. Установка на двухпутных перегонах двухпутных консолей неже-
лательна и допускается только как исключение.
Основными поддерживающими устройствами контактной сети
на многопутных перегонах и станциях являются жесткие попере-
чины, перекрывающие до восьми путей включительно.
На небольших станциях при широких междупутьях, а также на
отдельно расположенных путях могут быть применены однопутные
консоли. На крупных станциях с числом путей более восьми при
отсутствии междупутий шириной, достаточной для установки стоек
жестких поперечин, а также в случае невозможности или нецелесо-
образности раздвижки или снятия пути допускается применять гиб-
кие поперечины. Желательно, чтобы одна поперечина перекрывала
не более десяти путей, но в отдельных случаях допускается пере-
крытие и большего числа путей. Многопутные консоли (на три
и более пути) устанавливают, только если невозможно использо-
вать другие поддерживающие устройства.
Однопутные изолированные и неизолированные консоли приме-
няют наклонные с расположенными горизонтально или под углом
к опоре тягами (см. рис. 65, а). На опорах высотой более 11м иног-
да устанавливают горизонтальные консоли, на которых можно раз-
местить и усиливающие или другие провода (см. рис. 65, в). Двух-
путные консоли применяют только горизонтальные (см. рис. 67).
Наклонные однопутные консоли проектируют с тягами, работаю-
щими на растяжение или сжатие в зависимости от места установки
140
опоры, на которой крепится консоль, и направления проводов под-
держиваемой подвески. Консоли с растянутыми тягами устанавли-
вают на промежуточных и переходных (для рабочих ветвей подвес-
ки) опорах на прямых и с внешней стороны кривых участках пути.
Сжатые тяги применяют в консолях на промежуточных опорах,
устанавливаемых с внутренней стороны кривых участков пути, и на
всех переходных опорах для анкеруемых ветвей подвески. Кроме
того, консоли со сжатыми тягами устанавливают на опорах, распо-
ложенных на прямых участках пути, но перед началом кривых, где
усилия от изломов проводов цепной подвески и ветра могут быть
направлены в сторону опоры, а также в некоторых других случаях
(см. § 30).
Изогнутые консоли (см. рис. 65,6) могут быть применены, если
необходимо избежать установки обратных фиксаторов. Для крепле-
ния прямых фиксаторов на этих консолях устанавливали спе-
циальные фиксаторные стойки. Такие же стойки иногда применяли
па консолях опор, установленных с большим габаритом относи-
тельно оси пути.
Для подвески дополнительных, усиливающих, питающих и от-
сасывающих проводов применяют горизонтальные кронштейны
с подкосами или с тягами (см. рис. 87). Выполняют эти кронш-
тейны нормальной длины и удлиненные из швеллерной или угло-
вой стали. При креплении на одном кронштейне двух дополни-
тельных проводов в случае установки кронштейна на железобетон-
ной опоре его располагают горизонтально или с наклоном
относительно опоры (см. рис. 87, г).
Провода ЛЭП 6-10 кВ крепят на деревянных кронштейнах из
двух, связанных одна с другой горизонтальных частей: на верхней
крепят на штыревых изоляторах два провода, а на нижней-один
провод. Эти кронштейны также бывают нормальной длины или
удлиненные.
Различные низковольтные провода закрепляют с помощью
штыревых изоляторов на горизонтальных кронштейнах, с подкоса-
ми и тягами при установке на металлических опорах и с подкосами
при установке на железобетонных опорах.
При размещении линии электроснабжения устройств автоблоки-
ровки на самостоятельных опорах все провода крепятся на шты-
ревых изоляторах. Высоковольтные провода располагают на дере-
вянных траверсах, рассчитанных на два или четыре провода,
а сигнальные провода-на траверсах: на каждой из них можно по-
местить до восьми проводов. Все траверсы усиливают подкосами
из полосовой стали.
Фиксаторы-одни из основных элементов контактной сети,
влияющих на качество токосъема и износ контактных проводов.
Обеспечивая надежное закрепление контактных проводов в нужном
положении относительно оси пути, фиксаторы не должны суще-
ственно снижать эластичность опорных узлов цепных подвесок.
При подвеске на консолях и жестких поперечинах на всех
главных путях и тех приемо-отправочных, на которых скорость
141
Таблица 32
Расчетные скорости ветра, м/с Наибольшие радиусы кривых, м, при длине пролета, м
40 50 60 70
25 900/1050 1000/1150 1100/1250 1150/1350
30 750/850 800/950 850/1050 900/1100
35 600/750 650/800 650/850 - /850
40 500/600 500/650 550/700 - /-
45 400/500 450/550 - /550 - /-
50 350/450 350/450 - / - - /-
Примечания. 1. В числителе приведены данные для подвесок с одним контактным
проводом МФ-100, а в знаменателе-с двумя контактными проводами МФ-100.
2. Прочерки в таблице означают, что при таких скоростях ветра указанные длины
пролетов не могут быть реализованы.
3. Все радиусы кривых округлены до 50 м.
движения превышает 50 км/ч, проектируют сочлененные фиксаторы
с возможно более легкими элементами, крепящимися непосред-
ственно к контактному проводу. На фиксирующих тросах гибких
и жестких поперечин устанавливают полосовые или трубчатые фик-
саторы, в нормальных условиях работающие на растяжение. При
действии в самых неблагоприятных случаях растягивающего усилия
не менее 20 даН (на каждый контактный провод) применяют гибкие
фиксаторы. Наибольшие радиусы кривых, на внешней стороне ко-
торых допустимо применение гибких фиксаторов в различных усло-
виях, приведены в табл. 32. На кривых участках пути радиусом
600 м и менее устанавливают двойные фиксаторы, разнося точки их
крепления к контактному проводу на 2 м.
При двойных контактных проводах, чтобы обеспечить возмож-
ность взаимного их продольного перемещения на 100-150 мм, фик-
сацию каждого из проводов осуществляют самостоятельными до-
полнительными фиксаторами одинаковой длины. Гибкие фикса-
торы также следует применять отдельно для каждого из кон-
тактных проводов.
Более подробные сведения о типовых консолях, жестких попе-
речинах, кронштейнах и фиксаторах приведены в гл. VIII.
25. Определение геометрических размеров
и расчеты консолей
Определение геометрических размеров консолей. Для этого необ-
ходимо сначала найти координаты крайних точек крепления несу-
щих тросов и усиливающих проводов на консоли. Под координата-
ми в данном случае подразумевают расстояния от передней грани
опоры на уровне головки рельса до наиболее близкой и наиболее
удаленной возможных точек крепления несущих тросов или других
проводов, если их подвешиваю! на этой же консоли (рис. 64). На
этом рисунке несущий трос условно обозначен буквами НТ, кон-
тактный провод КП.
142
Указанные на рис. 64, а координаты Xmin и ХШах находятся
в определенной зависимости от типа цепной подвески (вертикаль-
ная, полукосая или косая), места установки опорного устройства
(определяющего его габарит), назначения консоли (промежуточная
или переходная), схемы сопряжения анкерных участков (неизоли-
рующее или изолирующее), числа пролетов сопряжения (четыре,
три или два) и конструкции консоли (неизолированная или изолиро-
ванная).
Рассмотрим для примера определение координат Xmin и Хтах
у консолей, предназначенных для закрепления только несущих тро-
сов вертикальных и полукосых цепных подвесок.
Искомые координаты для промежуточных консолей находят,
определяя точную координату X места крепления несущего троса
и учитывая допуск на неточность установки опор и консолей.
Координата X на прямых участках пути при вертикальном распо-
ложении изоляторов несущего троса численно равна габариту уста-
новки опоры Г (см. рис. 64, л), а при наклонном расположении изо-
ляторов (что применяют на линиях переменного тока) она больше
или меньше габарита Г на величину сдвига точки крепления изоля-
торов от оси пути.
На кривых участках пути, принимая, что несущий трос располо-
жен над контактным проводом или при двойных контактных про-
Рис. 64. Расчетные схемы для определения координаты х на прямом (а) участке пу-
ти и в кривой (б):
1-ось пути; 2-ось токоприемника
143
водах-над серединой расстояния между проводами, координату
X (рис. 64,6) определяют как
X = Г ± ст 4- а + (283)
где ст-смещение оси токоприемника по отношению к оси пути на высоте кон-
тактного провода в кривой, вычисляемое по формуле (S6);
а -зигзаг контактного провода от оси токоприемника или при двойных кон-
тактных проводах расстояние от оси токоприемника до середины расстоя-
ния между проводами;
/^'-горизонтальная проекция или отклоненного изоляторного звена, или гир-
лянды изоляторов при неизолированных консолях, или крепительных дета-
лей при изолированных консолях:
(284)
Здесь /ги-шарнирная длина или изоляторного звена, или гирлянды изоляторов,
или крепительных деталей;
Gi-вертикальная нагрузка от цепной подвески;
Pj-горизонтальная нагрузка от изменения направления несущего троса на
кривых участках пути, определяемая по формулам, приведенным в § 7.
Верхние знаки в формуле (283) относятся к случаям установки
опор с внешней стороны кривых участков пути, а нижние-с внут-
ренней стороны. Расчетное натяжение несущего троса полукомпен-
сированных цепных подвесок, определяя горизонтальные нагрузки,
условно принимают равным натяжению троса при беспровесном
положении контактных проводов. При установке консолей в местах
сопряжений прямых и кривых участков пути координату X опреде-
ляют также на основании формул (283) и (284), вычисляя усилие Рг
с учетом конкретных условий.
Координаты Хпцп и Хтах для переходных консолей зависят от
схемы сопряжения анкерных участков. При неизолирующих сопря-
жениях несущий трос располагают над серединой расстояния меж-
ду контактными проводами различных участков и определяют ис-
комые координаты так, как рассмотрено выше, т. е. находят точную
координату X и учитывают допуск на неточность установки опор
и консолей. При изолирующих сопряжениях несущие тросы распо-
лагают над контактными проводами соответствующих им участ-
ков. В этих случаях для определения координат Xmin и Хтах нахо-
дят значения Х± для ближайшей к опоре точки подвеса несущего
троса и X2 для наиболее удаленной от опоры точки подвеса. Затем
Х± уменьшают, а Х2 увеличивают на величину допусков.
Если на консоли, кроме несущих тросов, размещены усиливаю-
щие или другие провода, координату точки подвеса X' каждого из
них можно определить, вычитая из X (или Xt) принятое для кон-
кретных условий расстояние между проводами подвески и другими
проводами и учитывая разнос гь в наклоне поддерживающих изоля-
торов.
Обычно во избежание применения большого числа различных
консолей их объединяют исходя из значений координат Xmin и
Хтах, полученных для различных случаев установки консолей. Пос-
ле того как Xmin и Хтах определены окончательно, геометрические
размеры консолей находят в зависимости от их конкретных схем.
Однопутные консоли без фиксаторных стоек (рис. 65).
Для уменьшения в точке крепления пяты консоли горизонтальной
составляющей реакции, действующей на опору как местная нагруз-
ка, размер h целесообразно выбирать достаточно большим. Однако
с увеличением его растет длина консоли. На внутренней стороне
кривых в том случае, когда размер h превышает определенное зна-
чение, может произойти запрокидывание консоли на опору. Поэто-
му для консолей, устанавливаемых на внутренней стороне кривых
малых радиусов и на опорах с большим габаритом относительно
пути, следует проверять, не происходит ли запрокидывания консо-
лей при принятом значении h. Это исключается, если применены
консоли с фиксаторными стойками.
Размер т' при консолях всех типов определяют как расстояние
между передней гранью опоры на уровне головок рельсов (на
рис. 65 она показана штриховой линией) и концом стрелы консоли,
расстояние до которого зависит от конструкции пяты и сбега
опоры.
Остальные размеры определяют следующим образом.
Для наклонной консоли (рис. 65, а) точку крепления тяги
устанавливают, определив место крепления изолятора или деталей,
поддерживающих несущий трос. Точки крепления тяги и изолятора
(или деталей) должны находиться в непосредственной близости
друг от друга. Полная длина консоли этого типа .
L — (Xmax + d + m')/cos а. (285)
Длина тяги определяется значением угла 0 (т.е. высотой опоры
и положением точки крепления тяги к подкосу) и способом крепле-
ния тяги к опоре. Для изогнутой консоли (рис. 65,6):
A 2fmin (^i “Ь р) "Ь ш ,
2fmax 2fmjn + d + dr.
(286)
(287)
Здесь приближенно р - 2тгК'а/360.
Размеры d и dr выбирают по конструктивным соображениям.
Полную длину заготовки консоли L определяют как
Lx A'/cos а + р' + Б,
(288)
где p' = p2/(2R').
Длину тяги находят в зависимости от размеров Л, h и принято-
го способа крепления тяги к опоре.
Геометрические размеры горизонтальной консоли определяют
по разным формулам в зависимости от места закрепления тяги.
Например, для горизонтальной консоли, схема которой изображена
на рис. 65,в:
2^max 2fmjn + d + .
(289)
(290)
145
Рис. 65. Расчетные схемы для опреде-
ления геометрических размеров одно-
путных консолей без фиксаторных
стоек-наклонной (л), изогнутой (б)
и горизонтальной (в)
Рис. 66. Расчетная схема для опреде-
ления геометрических размеров одно-
путной консоли с фиксаторной стой-
кой
146
Полная длина консоли при по-
казанном расположении тяги
L = Xmax + т' + d. (291)
Длину тяги определяют в за-
висимости от тех же факторов, что
и для изогнутой консоли.
Однопутные консоли с
фиксаторными стойками.
На рис. 66 показан только конец
консоли, на которой закрепляется
фиксаторная стойка, так как все
остальные размеры консоли опре-
деляют аналогично изложенному
выше (тип фиксаторной стойки
на рис. 66 показан условно).
Для изогнутых и горизонталь-
ных консолей
Е = hr + hn - Иф + di, (292)
где hT-расстояние от консоли до несуще-
го троса;
йп-высота цепной подвески;
Аф-разность между высотами кон-
тактного провода и креплением
( фиксатора на стойке;
di -конструктивный размер для учета
возможных неточностей установ-
ки.
Размер С во всех случаях вы-
бирают в зависимости от конст-
рукции фиксаторной стойки так,
чтобы обеспечить возможность за-
крепления на стойке фиксатора,
работающего на растяжение, с
шарнирной длиной, принятой для
данной системы цепной подвески.
Размер К принимают исходя из
необходимости размещения на
стойке соответствующего числа
фиксаторов того или иного типа.
Размеры d2, d3 и d4 выбирают по
конструктивным соображениям.
Полная длина консолей по
сравнению с длиной их без фикса-
торных стоек увеличивается для
изогнутых и горизонтальных кон-
солей на С — d -h d4. На наклонных
консолях фиксаторные стойки не
устанавливают.
Двухпутные консоли (рис. 67). Размер h выбирают на осно-
вании технико-экономических расчетов, в которых сравниваются
стоимости опорных устройств в целом. Для типовых металлических
опор размер h принят равным 3 м при высоте опор 13 м и 5 м при
высоте 15 м. Геометрические размеры консолей в зависимости от
места закрепления тяг определяются различными выражениями.
Расстояние от пяты консоли до точки закрепления первой тяги
для положения, показанного на рис. 67 сплошной линией,
— ^max Ш ,
а для положения, показанного штриховой линией,
(293)
А = *min ~d2 + m'. (294-
Размер т' определяют так же, как и выше. Расстояние М между
точками крепления тяг зависит от места закрепления второй тяги.
Например, если обе тяги расположены так, как показано на рис. 67
сплошными линиями, это расстояние можно в отдельных случаях
принять равным ширине междупутья с небольшим запасом. В этом
случае полная длина консоли
L = А + М + . (295)
Размеры d, dr и d2 выбирают по конструктивным соображениям.
Длину тяг определяют в зависимости от размеров А, М, h и при-
нятого способа крепления тяг к опоре.
Расчеты консолей. Эти расчеты обычно выполняют как пове-
рочные, т.е. сначала выбирают сортаменты для изготовления всех
элементов, а затем рассчитывают по двум предельным состояниям.
Можно построить расчет и иначе: сначала определить необходимые
параметры отдельных элементов консоли (моменты сопротивления,
площади поперечного сечения и др.), а затем подобрать соответ-
ствующие сортаменты. При проектировании консолей необходимо
также производить поверочный расчет на нагрузки, возникающие
при обрыве несущего троса.
Для изготовления кронштейнов консолей применяют швеллер-
ную, двутавровую или угловую сталь, а также стальные трубы. При
швеллерной или угловой стали кронштейны консолей обычно вы-
полняют из двух элементов, соединяемых привариваемыми через
определенные расстояния планками. Расстояние Lo между скреп-
ляющими планками для сжатых участков кронштейна целесо-
образно выбирать так, чтобы гибкость отдельного элемента отно-
сительно оси наименьшей жесткости была не больше, чем гибкость
всего кронштейна относительно оси х (рис. 68). Для этого доста-
точно, чтобы соблюдалось условие
^0 ^c^min/Гх > (296)
где Lc-длина сжатого участка кронштейна;
гх-радиус инерции кронштейна относительно оси х;
rmin-минимальный радиус инерции элемента кронштейна.
147
Рис. 67. Расчетная схема для опреде- Рис. 68. Расположение элементов консо-
ления геометрических размеров двух- ли, состоящей из двух швеллеров или
путной консоли уголков
Зазор d между отдельными элементами, определяемый обычно
по конструктивным соображениям, при кронштейнах из двух швел-
леров или неравнополочных уголков, расположенных, как показано
на рис. 68, должен быть проверен по условию обеспечения наибо-
лее полного использования материала кронштейна при работе на
продольный изгиб. Это условие выполняется в тех случаях, когда
момент инерции сечения кронштейна относительно оси у больше
или равен моменту инерции относительно оси х. Для этого величи-
на d должна удовлетворять соотношению
(297)
где /х0 и IyQ-моменты инерции сечения элемента кронштейна соответственно от-
носительно осей х0 и уд;
Fo-площадь поперечного сечения элемента кронштейна;
z0- расстояние от наружной грани элемента до центра тяжести.
Кронштейны консолей, испытывающих значительные нагрузки
(например, с фиксаторными стойками), могут быть выполнены в ви-
де сквозных ферм с поясами из угловой стали и решеткой из круг-
лой стали. Для изготовления растянутых тяг обычно применяют
круглую сталь, а для сжатых тяг-трубы и угловую сталь.
При расчете консолей учитывают наличие шарнирного закрепле-
ния их на опорах.
Чтобы определить максимальные расчетные нагрузки при их ос-
новных сочетаниях, следует рассматривать работу контактной сети
в режимах гололеда с ветром и ветра наибольшей интенсивности.
В тех случаях, когда некомпенсированные провода, закрепленные на
консолях, изменяют направление (на кривых, при отводах на анке-
ровку и т. д.), кроме указанных, надо рассмотреть еще режим мини-
мальной температуры. Направление ветра принимают таким, при
котором создаются наиболее неблагоприятные условия для работы
рассчитываемого элемента консоли.
Однопутные консоли без фиксаторных стоек. На рас-
четных схемах рис. 69 приведено условное (для примера) число
148
внешних нагрузок и их взаимное
расположение. На схемах
рис. 69; а и б показаны усилия
Рф, которые следует учитывать
в расчетах при закреплении фик-
саторов на подкосах консолей.
Часть нагрузки от веса фиксато-
ров, передающуюся в этих слу-
чаях на консоль, можно учесть,
прибавляя ее к расчетной нагруз-
ке от веса консоли. Направление
горизонтальных нагрузок (кроме
ветровых) учитывают в соответ-
ствии с конкретными условиями
их воздействия.
Для расчета консолей должны
быть определены наибольшие из
возможных значения изгибающих
моментов Ма и Мг , растягиваю-
щего усилия Т и сжимающего
усилия N. Максимальными мо-
менты Ма и Мг чаще всего будут
в режиме гололеда с ветром.
Наибольшие усилия N для схем
рис. 69, а и б обычно также воз-
никают при гололеде с ветром.
Значения усилия N для схемы
рис. 69, в и усилий Т для всех
трех схем могут стать макси-
мальными при различных усло-
виях. Поэтому, определяя эти ус-
ловия, надо рассматривать все
указанные выше режимы.
Изгибающий момент в месте
крепления тяги к кронштейну:
для схем рис. 69, а й в
МА = Grb + Pi&h + 0,5GBB, (298)
где Ив-вес вылета консоли с учетом (в
необходимых случаях) веса голо-
леда и снега;
для схемы рис. 69,6
МА = Grbr + G2b2 - (Pi + Р2) Ah + 0,5GBB.
(299)
Знаки перед моментами от го-
ризонтальных сил в этих и после-
дующих формулах приняты в со-
ответствии с условным направле-
нием сил, указанных на рисунках.
Рис. 69. Схемы расположения нагру-
зок для расчета однопутных консолей
без фиксаторных стоек-наклонной (а),
изогнутой (б) и горизонтальной (в)
149
Изгибающий момент Мг для консолей всех рассматриваемых
типов может быть определен путем построения суммарной эпю-
ры моментов, действующих на участках ОА.
Усилие в тяге Т, учитывая приближенно влияние веса консоли,
можно определить для схемы рис. 69, а как
1
Т = йсочгу fG1°i + G2fl2 + °’5G* И + в) + Л hi +P2h2 + Рфб]; (300)
fl (Л
1 т
для схемы рис. 69,6
+ Ь1) + GAA + Ьг) + °’5GkC4 + В) + (Pt + P2)ht + Рфе]; (301)
fl LUa Uli
для схемы рис. 69, в (без учета сил Рг и Р2)
т= [Glfll + G2°2 + °'5G-(/1 + В)1 (302)
it CUd Ut
Сжимающее усилие N с достаточной точностью для схем
рис. 69, а и б определяют как
N = Nx cos а + Ny sin ос, (303)
где Nx — Tcos oct — — P2 — Рф ; Ny = G1 + G2 + GK + Tsin oq.
Для схемы рис. 69, в (при отсутствии фиксаторной стойки)
N = Nx — Тcos a + Pi + Р2 •
У* А
(304)
При расчете изолированной консоли, схема яагрузок которой
подобна представленной на рис. 69, а, необходимо еще определить
изгибающий момент в месте
Рис. 70. Схема расположения нагрузок
для расчета наклонной изолированной
консоли
соединения подкоса консоли с
изолятором для проверки проч-
ности консольного изолятора.
Для схемы, представленной на
рис. 70, искомый момент в точ-
ке Б
— Ь(Рфйф + G'KaK + GHaH — GiB1 —
- + G'iB'i + РЩ/L, (305)
где G'K-нагрузка от веса консоли без
изолятора в подкосе;
GH-нагрузка от веса консольного
изолятора;
ак = 0,5 (L — b) cos a;
aK = (L — 0,5b) cos a.
Расположение нагрузок G1?
Gi, P19 P\ на рис. 70 показано
условно. При наличии нагрузок
Gi и Pi не может быть на-
грузок G'i, Pi (и наоборот).
150
Если любая пара этих нагрузок будет приложена в точке А
(а вторая пара отсутствует), изгибающий момент в точке Б
МЪ=Ь (Рф/гф 4- G'KaK 4- виаи)/ь.
(306)
Расчеты стержневых консольных изоляторов приведены в § 29.
Поверочные расчеты по первому предельному состоянию вы-
полняют следующим образом.
1. Кронштейн консоли проверяют на совместное действие из-
гиба и растяжения или сжатия в месте крепления тяги (точка А),
используя условие (для схемы рис. 69, а приближенно)
Ml Р1 4- Р2
йхнт шРнт
(307)
где т- коэффициент условий работы (см. § 2);
FHT-площадь поперечного сечения кронштейна с учетом ослабления
сечения;
R- расчетное сопротивление материала кронштейна при работе на растя-
жение, сжатие и изгиб.
Для консолей, кронштейны которых выполнены из элементов,
обладающих меньшей жесткостью относительно оси у, чем относи-
тельно оси х (например, при одном швеллере или двутавре), необ-
ходимо еще учесть действие косого изгиба (при неповоротных кон-
солях). В этом случае проверяют, выполняется ли неравенство
(308)
где FKXHT, И унт-моменты сопротивления сечения кронштейна относительно осей
х и у с учетом ослабления сечения;
ф-угол, который составляет плоскость действующей нагрузки с вер-
тикальной плоскостью.
2: Кронштейн консоли проверяют на совместное действие изги-
ба и сжатия в месте действия максимального момента Мх:
^гпах
(309)
Согласно рекомендации ВСН 141 в сжато-изогнутых элементах
консолей допускается гибкость в подкосах консолей до 350, а
в сжатых тягах-до 500. Прочность сжато-изогнутых и растянуто-
изогнутых сплошных стержней, имеющих гибкость более 200, про-
веряют, используя неравенство
N
mFHT
Мх
(310)
где#, Мх, Му-расчетные значения соответственно продольной силы и изгибающих
моментов относительно осей х и у;
FHT-площадь поперечного сечения нетто;
JXHT, /унт-моменты инерции сечения стержня нетто относительно осей х и у;
х, у-координаты рассматриваемой точки сечения относительно его
главных осей.
151
Таблица 33
Гибкость элемента Значения ср для элементов из стали с расчетным сопротивлением, МПа
200 240 280 320 360 400 440 480
20 0,967 0,962 0,959 0,955 0,952 0,949 0,946 0,943
40 0,906 0,894 0,883 0,873 0,863 0,854 0,846 0,839
60 0,827 0,805 0,785 0,766 0,749 0,721 0,696 0,672
80 0,734 0,686 0,641 0,602 0,566 0,532 0,501 0,471
100 0,599 0,542 0,493 0,448 0,408 0,369 0,335 0,309
120 0,479 0,419 0,366 0,321 0,287 0,260 0,237 0,219
140 0,376 0,315 0,272 0,240 0,215 0,195 0,178 0,164
160 0,290 0,244 0,212 0.187 0,167 0,152 0,139 0,129
180 0,233 0,196 0,170 0,150 0,135 0,123 0,112 0,104
200 0,191 0,161 0,140 0,124 0,111 0,101 0,093 0,086
220 0,160 0,135 0,118 0,104 0,094 0,086 0,077 0,073
3. Проверяют сжатый участок кронштейна на устойчивость. Ес-
ли гибкость кронштейна консоли не превышает 200, проверяют, вы-
полняются ли следующие условия в плоскости действия изгибаю-
щих моментов МА и Mt:
для схем рис. 69, а и в
<R, (311)
mWx mq)xF
где Wx-момент сопротивления сечения кронштейна относительно оси х без учета
ослабления сечения;
F-площадь поперечного сечения кронштейна без учета ослабления сечения;
Фх - коэффициент продольного изгиба, принимаемый по табл. 33 в зависимо-
сти от гибкости сжатой части кронштейна, вычисленной для рассматри-
ваемой плоскости х;
для рис. 69, б при отсутствии закрепленного на подкосе консоли
фиксатора
0,6Мл N
mWx m<pxF
(312)
При действии усилия Рф необходимо еще учесть создаваемый
им изгибающий момент, что приближенно можно выполнить, при-
бавляя (или вычитая) этот момент к 0?6Л4д.
В случае необходимости коэффициент ср для промежуточных
значений гибкости элемента X, не указанных в табл. 33, можно
152
определить линейной интерполяцией. В общем случае для сжатой
части кронштейна
х = Vr>
(313)
где /р-расчетная длина сжатой части;
г-радиус инерции сечения кронштейна относительно той оси, для которой
определяется гибкость.
Расчетную длину сжатых элементов /р в зависимости от способа
их закрепления и нагрузки принимают по рекомендациям
СНиПП-23-81.
Например, гибкость относительно оси х
^с/^х •>
(314)
где Lc-to же, что в формуле (296);
гх-радиус инерции относительно оси х:
Д.-момент инерции сечения кронштейна относительно оси х без учета ос-
лабления сечения.
Кронштейны, обладающие меньшей жесткостью относительно
оси у, можно проверить на устойчивость в этой плоскости (не со-
впадающей с плоскостью действия моментов Мд и Мг), используя
неравенство
(316)
где фу- коэффициент продольного изгиба, значение которого определяется гиб-
костью Ху относительно оси у.
Если необходимо проверить элемент кронштейна, состоящего из
двух стержней, на устойчивость в плоскости наименьшей жесткости,
не совпадающей с плоскостью действия моментов Мд и М19 приме-
няют неравенство
0,5 N
(317)
где Е0-то же, что в формуле (297);
<р0-коэффициент продольного изгиба, значение которого определяется гиб-
костью \) = lo/rmiD.
Здесь /0 - расстояние между осями скрепляющих планок;
rmin — минимальный радиус инерции сечения элемента кронштейна:
(318)
Anin-момент инерции сечения элемента кронштейна.
153
Отдельный элемент кронштейна, состоящего из двух стержней,
проверяют на устойчивость, только если гибкость одного стержня
на длине между скрепляющими планками относительно оси на-
именьшей жесткости больше, чем гибкость целого кронштейна от-
носительно оси х.
Сжатые и сжато-изогнутые элементы консолей, имеющих гиб-
кость более 200, проверяют на устойчивость по коэффициенту
устойчивости
ny = PJN, (319)
где Рк- критическая (Эйлерова) сила.
Для случая, когда оба конца кронштейна закреплены шарнирно,
Рк — Р^т\п/Рс >
где Е- модуль упругости материала кронштейна.
(320)
Не допускается коэффициент устойчивости пу < 2. При 2 < пу 4
максимальный изгибающий момент сжато-изогнутых стержней
с гибкостью более 200 следует определять построением эпюры мо-
ментов в соответствии с рекомендациями ВСН 141-82. Для пу > 4
построение такой эпюры не обязательно.
Подкосы консолей, на которых предусматривается крепление
фиксаторов или фиксаторных стоек, проверяют по второму пре-
дельному состоянию. При этом горизонтальная составляющая про-
гиба подкоса консоли от кратковременных нагрузок в точке крепле-
ния фиксатора или фиксаторной стойки не должна превышать
35 мм.
4. Проверяют растянутую тягу на растяжение:
лие в тяге может стать менее
Рис. 71. Схема расположения нагрузок
для расчета однопутной консоли
с фиксаторной стойкой
—(321)
mFTHT
где Tmax-максимальное усилие в тяге;
FTHT- площадь поперечного сечения тяги с учетом ослабления сечения.
Сжатые тяги консолей, применяемые, когда растягивающее уси-
20 даН, рассчитывают как сжато-
изогнутые стержни, сжимаемые
продольной силой и изгибающим
’ моментом от собственного веса
и продольной силы.
Однопутные консоли с
фиксаторными стойками.
Примем в качестве расчетной
схему рис. 71. Аналогичные схемы
могут быть составлены и для раз-
ных горизонтальных консолей;
расчет консолей с фиксаторными
стойками будет отличаться от из-
ложенного значениями расчетных
нагрузок Мх, М19 Г, N.
154
Рис. 72. Схема расположения нагрузок для расчета двухпутной консоли
Для схемы рис. 71 изгибающий момент
Мд = Gb + РД/1 + P$h2 + O,5G;B + ОфВ1,
где Gg-вес вылета консоли;
Сф-вес фиксаторной стойки с учетом части веса фиксатора.
(322)
Растягивающее усилие
--------[G (А + Ы - Ph. + Рф/23 + 0,5GK (А + В) + Сф (Л + В.) ], (323)
ncosoq
где GK-Bec консоли без учета фиксаторной стойки и передающейся на стойку части
веса фиксатора.
•»
Составляющие усилий N и N':
Nx = Т cosoq + Р + Рф;
Ny = G + GK + Сф + Tsinoq.
(324)
(325)
Расчет самих фиксаторных стоек не приводится, так как при
конструкциях, приведенных на рис. 71 и 72, их расчетная схема
и последовательность расчета подобны изложенному выше для изо-
гнутых консолей без стоек. Если же фиксаторные стойки выпол-
няют из одного элемента, расчет их прост и не требует отдельных
пояснений.
Двухпутные консоли. Одна из возможных расчетных схем
двухпутной консоли приведена на рис. 72. Для расчета консоли, на-
груженной согласно этой схеме, необходимо знать изгибающие мо-
менты Мъ М2, Мв, Мс, растягивающие Т19 Т2 ц сжимающие уси-
лия TV19 N2. Кроме того, для расчета крепления консоли к пяте
155
нужно знать расчетное усилие N Чтобы определить указанные из-
гибающие моменты и усилия, можно рассматривать данную кон-
соль как двухпролетную неразрезную балку с опорами, находящи-
мися на одном уровне, которая имеет с одной стороны вылет.
Собственный вес вылета консоли допустимо учитывать не как рав-
номерно распределенную, а как сосредоточенную нагрузку GB. В от-
дельных случаях для упрощения расчета вес консоли на участках
АВ и ВС также можно учитывать как сосредоточенную нагрузку.
Для определения расчетных нагрузок делят схему консоли на
ряд элементарных схем. Частные значения изгибающих моментов,
опорных реакций и перерезывающих сил для каждой элементарной
схемы могут быть определены по формулам, приведенным в со-
ответствующих справочниках. Затем находя! суммарные значения
этих величин. Расчетные опорные реакции Va, Vb, Рс? опорные мо-
менты Мв и Мс и перерезывающие силы Qa, Qb, Qb, Qc опреде-
ляют путем сложения частных значений, полученных для одной
и той же точки. Расчетные изгибающие моменты Мг и М2 могут
быть получены как наибольшие из суммарных эпюр моментов, по-
строенных для каждого расчетного участка.
По известным вертикальным составляющим опорных реакций
Ед, Ев, Рс нетрудно определить все необходимые расчетные усилия:
Т. = Ив/sinoq ; (326)
Т2 = yc/smot2 ; (327)
= Ув/tgoq + + N2 ; (328)
n; = ; (329)
М2 = Гс/1ёа2 + Р2 + Рз4^ф;ч^ф2' + Рф1-Рф2, (330)
где
Дальнейшие расчеты, заключающиеся в проверке ослабленных
сечений кронштейна консоли на изгиб в точках В и С, проверке
кронштейна на совместное действие изгиба и сжатия на участках
АВ и ВС, проверке тяг на растяжение и кронштейна на устойчи-
вость, не требуют особых пояснений, так как производятся анало-
гично изложенному выше для однопутных консолей.
Проверку кронштейна консоли па устойчивость в плоскости дей-
ствия изгибающих моментов Мг и М2 на участках АВ и ВС для
упрощения расчета можно производить раздельно для каждого
участка исходя из тех моментов и усилий, которые действуют на
данном участке, и не учитывая влияние соседнего участка. Если не-
обходимо проверить кронштейн на устойчивость в плоскости, не
совпадающей с плоскостью действия изгибающих моментов, рас-
четную длину можно принимать равной 4- /2? а расчетное усилие
равным усилию Nr. Содержание расчетов аналогично изложенному.
При проектировании единичных конструкций для упрощения до-
пустимо' рассчитывать двухпутные консоли как разрезные балки.
156
26. Определение геометрических размеров
и расчеты кронштейнов
9
Определение геометрических размеров кронштейнов. Кронштейны
для усиливающих, питающих, отсасывающих, дополнительных
и некоторых других проводов, как правило, применяют горизон-
тальные с подкосом и иногда с тягой. Длина горизонтальной части
кронштейна с подкосом (рис. 73, а) может быть определена по
формуле
L= A' + h^ + d! + d2, (331)
где Л'-наименьшее установленное нормами допустимое расстояние от от-
клоненного провода до подкоса с учетом запаса на неточность
установки;
/^-горизонтальная проекция отклоненной изоляторной гирлянды, опре-
деляемая для условий, вызывающих наибольшее отклонение;
dx и d2-размеры, выбираемые по конструктивным соображениям.
Если усилие, отклоняющее гирлянду изоляторов, имеет постоян-
ное направление, вызывающее отклонение гирлянды в сторону от
опоры, то знак « 4-» перед в формуле (331) следует изменить на
« — », а значение рассчитывать для условий, определяющих на-
именьшее отклонение изоляторной гирлянды.
Длину подкоса Ln находят в зависимости от размера С, угла ос
и принятого способа крепления к опоре, определяющего конструк-
тивный размер d3:
cos а
(332)
Геометрические размеры кронштейна с тягой определяют ана-
логично изложенному в § 25 для горизонтальной консоли с тягой
(см. рис. 68, в).
Геометрические размеры кронштейна, применяемого для кре-
пления трехфазной ЛЭП 6-10 кВ (рис. 73,6), могут быть определены
следующим образом:
Рис. 73. Расчетные схемы для определения геометрических размеров кронштейнов
с подкосом (а), с тремя проводами ЛЭП 6-10 кВ (б) и с проводами под напряже-
нием до 1000 В (в)
157
для верхнего элемента
LB = A,f + B + d1 -dp, . (333) ‘
для нижнего элемента |
LH = А" + 0,5В + d1 - d'p (334)
где А"-наименьшее, установленное нормами, допустимое расстояние от <
провода до грани опоры с учетом запаса на неточность установки; ,
В-расстояние между проводами, установленное нормами в зависи-
мости от напряжения и гололедного района;
db d$ и -размеры, выбираемые по конструктивным соображениям.
Длину подкоса определяют аналогично длине кронштейна, пока-
занного на рис. 73, а, в зависимости от угла а' и размеров h" и J4.
Длина кронштейна с подкосом для п проводов линий напряжением
до 1000 В, которые обычно располагают горизонтально (рис. 73, в),
£ = A"(n-l)B +(335)
Размеры горизонтальных кронштейнов без подкосов или тяг
определяют в зависимости от допускаемого расстояния от опоры j
до ближайшего к ней провода, числа проводов, принятого между
ними расстояния и конструктивных размеров, аналогично тому, как I
это было показано выше. При закреплении кронштейна на метал-
лической опоре следует еще учитывать ширину опоры па уровне на-
хождения кронштейна.
Расчеты кронштейнов. Для рассмотрения расчетных условий
описанные выше кронштейны можно представить тремя схемами,
показанными на рис. 74. |
Расчет кронштейна с приваренным подкосом обычно выпол- -
няют, допуская, что горизонтальный элемент кронштейна и подкос
соединены шарнирно. На рис. 74, а в качестве примера показана од-
на из возможных расчетных схем кронштейна с подкосом и двумя
проводами с вертикальными нагрузками Gr и G2 и горизонтальны-
ми нагрузками PL и Р2. Нормативные нагрузки для этой схемы
определяют по следующим формулам:
МА = G2b + Р2е + 0,5GBP; (336)
Т = [G,a + G2 (А + b) + (Pt + Р2) (¥ + е) + 0,5Gc (А + В) + 0,5GnA] ; (337)
п
Nx ^Т-Р.-Р^, (338)
N^G.+G. + G. + G,, (339) ,
где Gc-нагрузка от веса горизонтального элемента;
GB, Gn- нагрузка от веса соответственно вылета кронштейна и подкоса.
Расчетный изгибающий момент М1 может быть определен как
максимальный по суммарной эпюре моментов, построенной для
участка БА. Дальнейшие расчеты горизонтального элемента про-
изводят аналогично тому, как это было изложено в § 25 для однопут-
ной горизонтальной консоли несущего троса. Расчеты подкоса вы-
158
Рис. 74. Схемы расположения нагрузок для расчета кронштейнов с подкосом («),
с тягой (б) и без подкоса или тяги (в)
полняют так же, как (см. § 25) подкоса однопутной изогнутой
консоли для несущего троса, но без учета действия изгибающего
момента Мд.
Расчет горизонтального кронштейна с тягой, нагруженного по
схеме рис. 74,6, аналогичен изложенному в § 25 для такой же кон-
соли несущего троса. В тех случаях, когда провода крепятся на
штыревых изоляторах, необходимо при определении расчетного
момента Мд учитывать дополнительный момент от силы Р'.
Расчет горизонтального кронштейна без подкоса или тяги (рис.
74, в) заключается в проверке (или выборе) площади сечения кронш-
тейна в месте его закрепления на опоре. Определение расчетного
момента Мо выполняется по формуле
п
Мо — X Giai + nP'ie + 0,5GKLK,
i = 1
(340)
где n- число проводов на кронштейне.
Последующий расчет не представляет затруднений и поэтому
здесь не приводится.
27. Расчеты гибких поперечин *
Общие сведения. Гибкие поперечины, как и все другие провода,
рассчитывают по допускаемым напряжениям. Расчеты обычно вы-
полняют как поверочные, т.е. сначала задаются определенным чис-
лом поперечных несущих и фиксирующих тросов и их сечением,
а затем проверяют соответствие максимальных возникающих на-
пряжений допускаемым по нормам. Поперечные несущие и фикси-
рующие тросы рассчитывают независимо друг от друга. Это воз-
можно потому, что каждый из тросов гибких поперечин восприни-
мает определенные нагрузки, обычно не передающиеся с одного
троса на другой. Если же между тросами имеется жесткая связь (си-
стемы с фиксаторными стойками), то для расчета все нагрузки
можно распределить между соответствующими тросами.
Поперечные несущие тросы рассчитывают па вертикальные на-
грузки от всех проводов, закрепленных на гибкой поперечине, и от
самой поперечины, верхний фиксирующий трос-на все горизон-
159
тальные нагрузки от несущих тросов цепных подвесок и от усили-
вающих и других проводов; нижний фиксирующий трос-на все го-
ризонтальные нагрузки от контактных проводов. В тех случаях,
когда применяют гибкие поперечины с одним фиксирующим тро-
сом, его рассчитывают на горизонтальные нагрузки от всех про-
дольных проводов.
Поперечные несущие и фиксирующие тросы выполняют из би-
металлических, бронзовых или стальных проводов. Для увеличения
надежности поперечные несущие тросы проектируют не менее чем
из двух проводов, с тем чтобы при обрыве одного из них оставшие-
ся могли выдержать всю нагрузку с достаточным запасом прочно-
сти. Обычно для поперечных несущих тросов применяют провода
сечением не менее 70 мм2, а для фиксирующих тросов-не менее
50 мм2.
Ниже приводится расчет гибкой поперечины при одинаковой
высоте точек закрепления поперечного несущего троса. Расчет это-
го троса при разной высоте его крепления на опорах изложен в §29.
Расчет поперечных несущих тросов. Определение необходимого
суммарного сечения поперечного несущего троса Sn или проверку
прочности заранее выбранного троса производят по максимально-
му усилию Тптах5 возникающему в тросе при режиме гололеда:
е ^птах т-
*^п ~г т- ИЛИ ^птах
LapJ
(341) и (342)
где [ар]-допускаемое напряжение материала троса на растяжение;
па-число проводов в поперечном несущем тросе;
Тр- разрывное усилие для одного провода,
к3-коэффициент запаса прочности.
Максимальное усилие в тросе при режиме гололеда
Fornax+ ЯП2, (343)
где Vmax~наибольшая из вертикальных составляющих опорных реакций;
Яп - горизонтальная составляющая натяжения троса.
Одну из вертикальных составляющих опорных реакций опреде-
ляют по формуле (рис. 75, а)
1 11
Уб = -Г^^ (344)
*п 1 = 1
где /п-расстояние между точками закрепления поперечного несущего троса
на опорах (длина поперечного пролета);
и-число вертикальных нагрузок, в каждую из которых включают со-
ответственную часть нагрузки от веса гибкой поперечины (см. § 7);
Gj-нагрузка, расположенная на расстоянии Ц от второй опоры.
Вертикальную составляющую опорной реакции на второй опоре
можно определить аналогично первой или, что проще, по формуле
п
Va= Е Gi-Vb-
i= 1
(345)
160
Рис. 75. Схемы расположения на-
грузок при расчете гибкой попере-
чины :
«-для поперечного несущего троса;
б-для определения места действия наи-
большего изгибающего момента;
в-для фиксирующего троса
Горизонтальная составляющая натяжения поперечного несущего
троса
/7П “ ^max/Ai max*
(346)
где 7Итах-максимальный момент от вертикальных сил;
/птах-максимальная стРела провеса поперечного несущего троса.
Место действия момента Мтах от вертикальных сил можно
определить путем построения эпюры перерезывающих сил: оно со-
ответствует точке перехода через нуль. Для схемы нагрузок, пред-
ставленной на рис. 75,6, это место находится в точке приложения
четвертой нагрузки.
Наибольшую стрелу провеса поперечного несущего троса, если
не задана высота опор, выбирают на основании технико-экономиче-
ского расчета, сравнивая стоимости
опорных устройств и фундаментов
при различных стрелах провеса, но
не менее 1/ю длины поперечного
пролета, чтобы свести к минимуму
влияние изменения внешней темпе-
ратуры на изменения стрелы прове-
са троса. Если же высота опор зада-
на, то значение /п max определяют по
формуле
п max ^оп (^1 З- hK + ho + hl} + h2 + h%)
(347)
0,lin.
Все размеры показаны на рис. 76.
Величина h? должна быть не менее
300 мм.
Необходимая для монтажа стрела
провеса поперечного несущего троса
в ненагруженном состоянии
Рис. 76. Схема, поясняющая опре-
деление величины fn max
6. Зак. 1448
161
fn = K']/3(Ln-/n)Zn/8,
(348)
где Ln-полная длина поперечного несущего троса;
к'-коэффициент, учитывающий последующее удлинение троса и прогиб
опор: к' = 0,85 4- 0,9.
Полная длина поперечного несущего троса может быть подсчи-
тана путем сложения длин отдельных отрезков ломаной линии,
образуемой тросом в нагруженном состоянии. Длина каждого тако-
го отрезка (см. рис. 75, а)
Ьы=i/'>fi (/-./;-. о2-
(349)
Провес поперечного несущего троса под каждой из нагрузок
Л = М,/Н^ (350)
где Mi-момент от вертикальных сил, действующих в точке приложения нагрузки
Сечения струн между поперечным несущим и верхним фикси-
рующим тросами рассчитывают исходя из той нагрузки, которая
передается через данную струну. При биметаллических стале-
медных струнах их диаметр принимают не менее 6 мм.
Для ускорения расчетов при большом числе нагрузок может
быть применен приближенный способ определения натяжения попе-
речного несущего троса. С целью уменьшения погрешности, полу-
чаемой при использовании приближенного расчета, расчетное число
нагрузок нужно установить, расположив действительные нагрузки
следующим образом. Нагрузки, находящиеся друг от друга на рас-
стояниях, больших половины средней ширины междупутья между
электрифицированными путями, принимают за основные и никуда
не перемещают. Нагрузки, расположенные от основных на расстоя-
ниях, меньших половины средней ширины междупутья, смещают
в сторону ближайших основных нагрузок и учитывают совместно
с основными. Если расстояния между нагрузками превышают в 1,5
раза и более среднюю ширину междупутья, то на этих расстояниях
располагают соответствующее число условных нагрузок, которые
в последующих расчетах принимают равными нулю.
Вертикальные составляющие опорных реакций определяют по
формулам:
п'
V1 = g4+ J (Gi-QK/S (351)
2 i = 1
и'
V2 = G(n-n') + X
i = 1
(352)
где и-число расчетных нагрузок (включая условные);
G-значение нагрузки, принятое за эталон;
и'-число нагрузок, отличающихся от принятой за эталон;
i-номер нагрузки, отличающейся от эталонной, отсчитываемый от той
опоры, для которой определяется опорная реакция;
^-коэффициент, учитывающий место расположения нагрузки Gz.
162
Таблица 34
Номер наг- рузки i Коэффициент Ki при числе нагрузок п __________
7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
1 0,88 0,89 0,90 0,91 0,92 0,92 0,93 0,93 0,94 0,94 0,95 0,95
2 0,75 0,78 0,80 0,82 0,83 0,84 0,86 0,87 0,88 0,88 0,89 0,90
3 0,63 0,67 0,70 0,73 0,75 0,77 0,79 0,80 0,81 0,82 0,83 0,84
4 0,50 0,56 0,60 0,64 0,67 0,69 0,71 0,73 0,75 0,76 0,78 0,79
5 0,37 0,44 0,50 0,55 0,58 0,62 0,64 0,67 0,69 0,71 0,72 0,74
6 0,25 0,33 0,40 0,45 0,50 0,54 0,57 0,60 0,63 0,65 0,67 0,68
7 0,12 0,22 0,30 0,36 0,42 0,46 0,50 0,53 0,56 0,59 0,61 0,63
8 0,11 0,20 0,27 0,33 0,38 0,43 0,47 0,50 0,53 0,55 0,58
9 — 0,10 0,18 0,25 0,31 0,36 0,40 0,44 0,47 0,50 0,53
10 — — ——— 0,09 0,17 0,23 0,29 0,33 0,37 0,41 0,45 0,47
11 ——. — — " 1 0,08 0,16 0,21 0,27 0,31 0,35 0,39 0,42
12 — - — — 0,08 0,14 0,20 0,25 0,29 0,33 0,37
13 — — — — — 0,07 0,13 0,19 0,24 0,28 0,32
14 — — — — — — — 0,07 0,12 0,18 0,22 0,26
15 — —- — — 1 — — — 0,06 0,12 0,17 0,21
16 — — — 1 1— — — — — — 0,06 0,11 0,16
17 — — — — — — — — — -— 0,05 0,10
18 — — — — — • — — — — — 0,05
---- ----
В качестве эталонной следует принимать одну из тех нагрузок,
число которых составляет большинство для данной гибкой попере-
чины.
Коэффициент щ (табл. 34) может быть определен по формуле
щ = 1 - i/(n + 1). (353)
i Определение горизонтальной составляющей натяжения попереч-
ного несущего троса производят из расчета на приведенное рас-
стояние между нагрузками а, вычисляемое по формуле
и - 1 + bn+ t
(п 4- I)2 п +1
(354)
где /п-длина поперечного пролета;
bi и bn+1 -расстояния между крайними нагрузками и опорами (см. рис. 75,tz);
и-то же, что и в формуле (351).
Горизонтальная составляющая натяжения поперечного несущего
троса
п\ п'2
Нп = [GC1 + с2 X (G, - G)i + (1 - с2) X (Gy - G)j], (355)
.' п max i = 1 j = 1
где сг и с2 - коэффициенты;
/-номер нагрузки, отсчитываемый от левой опоры;
п^-число нагрузок, которые ртличаются от эталонной и расположены
между"левой опорой и местом нахождения /птах;
j-номер нагрузки, отсчитываемый от правой опоры;
и2'-число нагрузок, которые отличаются от эталонной и расположены
между правой опорой и местом нахождения /птах-
163
6*
Значения коэффициентов с. и с2 определяют по формулам:
с± = п (п + 1)/4 — тп/2 — с;
с2 = 0,5 + т/(п + 1),
(356)
(357)
где т- число пролетов между нагрузками, на которое смещена точка с /птах ог
средней нагрузки при нечетном п или от середины расстояния между сред-
ними нагрузками при четном и;
с-сумма ряда простых чисел, число членов которого равно 0,5 (и — 1) — т.
Место нахождения /п max определяют так, как изложено выше
(см. рис. 75,6).
Формула (356) для определения сг при четном числе нагрузок
справедлива только для значений т, равных 0,5; 1,5; 2,5 и т.д. Если
при четном числе нагрузок m = 0, то коэффициент сл имеет то же
значение, что и при m = 0,5. Значения коэффициентов и с2
для различного числа нагрузок приведены в табл. 35 и 36.
В тех случаях, когда точка, в которой стрела провеса поперечно-
го несущего троса максимальная /Пшах9 находится под средней
(средними) нагрузкой (т = 0), имеем
Нп = у55— [GC1 + о,5 £ (Gj - G)f], (358)
Jn max j — 1
где j-номер нагрузки, отличающейся от принятой за эталон, отсчитываемый от
той опоры, к которой эта нагрузка ближе.
Пользоваться приближенным способом расчета целесообразно
при числе нагрузок более шести, но в отдельных случаях он может
дать неточность до 3%. Чем больше число действительных нагру-
зок, тем меньше получаемая погрешность.
При ориентировочных расчетах горизонтальную составляющую
натяжения поперечного несущего троса допустимо определять по
Та б лица 35 1
т Значения коэффициента сг при числе нагрузок п
7 8 9 19 11 12 13 14 15 16 17 18
0 8,0 10,0 12,5 15,0 18,0 21,0 24,5 28,0 32,0 36,0 40,5 45,0
0,5 — 10,0 — 15,0 — 21,0 — 28,0 — 36,0 45,0
1 7,5 — 12,0 — 17,5 — 24,0 — 31,5 . — 40,0 —
1,5 9,0 — 14,0 — 20,0 -— 27,0 — 35,0 — 44,0
2 6,0 10,5 — 16,0 — 22,5 — 30,0 — 38,5
2,5 — 7,0 — 12,0 18,0 — 25,0 — 33,0 — 42,0 л
3 3,5 8,0 — 13,5 — 20,0 — 27,5 — 36,0 —
3,5 4,0 -— 9,0 — 15,0 22,0 30,0 — 39,0
4 — 4,5 10,0 — 16,5 — 24,0 — 32,5 —
4,5 -— — 5,0 — 11,0 -— 18,0 — 26,0 — 35,0
5 — — — —- 5,5 — 12,0 — 19,5 — 28,0 —
5,5 —- — — — 6,0 — 13,0 — 21,0 30,0
6 — — — -— —> — 6,5 — 14,0 — 22,5 —
6,5 — — — — •— — 7,0 — 15,0 — 24,0
7 — — — — — — — 7,5 — 16,0 —
164
формуле (358) независимо от места нахождения /птах- Точность
расчета при смещении /птах от средней нагрузки меньше, чем при
Ь пользовании формулой (355), но при большом числе нагрузок она
вполне приемлема.
Расчет фиксирующих тросов. Определение необходимой площа-
ди поперечного сечения фиксирующего троса £ф или проверку про™
# чности заранее выбранного сечения производят исходя из макси-
* мального усилия в тросе Нфтах-
5ф Нф max/L^pJ
(359)
или
Нф max Нфг/к3 (360)
где Нфр-разрывное усилие для данного провода;
к3- коэффициент запаса прочности.
Максимальным усилие Нфтах может быть в одном из следую-
щих режимов работы фиксирующих тросов: при минимальной тем-
пературе, гололеде с ветром или ветре максимальной интенсивно-
I сти.
Ввиду незначительных стрел провеса фиксирующих тросов при
расчете их влияние можно не учитывать. Для уменьшения измене-
ний натяжения фиксирующего троса в зависимости от изменений
температуры внешней среды в наиболее ослабленное звено троса
рекомендуется включать пружинный компенсатор.
В расчетной схеме рис. 75, в направление внешних горизон-
тальных нагрузок принято условно. В конкретных условиях каждое
1 из горизонтальных усилий, кроме ветровых, учитывают в соответ-
ствии с его действительным направлением. Направление усилий от
воздействия ветра следует принимать такое, при котором создают-
ся наиболее неблагоприятные условия работы фиксирующего троса.
’ Таблица 36
т Значения коэффициента с2 при числе нагрузок п
7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
0 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50
0,5 — 0,55 —. 0,54 — 0,54 — 0,53 — 0,53 — 0,53
1 0,63 — 0,60 — - 0,58 — 0,57 — 0,56 —. 0,55 —
1,5 — 0,67 — 0,64 — 0,62 — 0,60 — 0,59 — 0,58
! 2, 0,75 — 0,70 -— 0,67 — 0,64 — 0,63 — 0,61 —
2,5 —- 0,78 — 0,73 — 0,69 — 0,67 0,65 — 0,63
3 0,87 — 0,80 -— 0,75 — 0,71 — 0,69 — 0,67 —
3,5 — 0,89 — 0,82 — 0,77 — 0,73 — 0,71 —. 0,68
4 — — 0,90 — 0,83 — 0,79 — 0,75 — 0,72 —
4,5 — — — 0,91 — 0,85 — 0,80 — 0,77 — 0,74
I 5 — — — — 0,92 — 0,86 — 0,81 0,78 —
5,5 — — — — — 0,92 0,87 — 0,82 -— 0,79
6 — — — — — 0,93 — 0,87 — 0,83 —
6,5 — — — — — — — 0,93 — 0,88 — 0,84
7 — — — — — •— 0,94 — 0,89 —
165
Таблица 37
Место прило- жения силы Прогиб на уровне Прогиб, мм, опор типа
мн- Н- 15 «-П vn тГ X S •ГУ 40 Т-Ч 1 65 МН 20 МН-^ 20 О —м i 45-25 М 15 65-25 М 15
В вершине опоры То же Между фик- сирующими тросами Приложения силы (15 или 20 м) Между фик- сирующими тросами (8,7 м) Приложе- ния силы (8,7 м) 6,73 1,98 0,93 4,25 1,31 0,59 3,12 1,12 0,44 5,79 0,99 0,32 3,10 0,57 0,18 2,28 0,41 0,12 2,75 0,75 0,33 1,95 0,61 0,27
Примечание. Прогибы на уровне вершины опоры от силы, приложенной между
фиксирующими тросами, определяют по средней строке таблицы.
Натяжение троса в наиболее нагруженном звене при данном ре-
жиме работы
п
(361)
где Нф-натяжение троса в наиболее ослабленном звене;
и и /-соответственно число и номер горизонтальных нагрузок.
Натяжение фиксирующего троса в наиболее ослабленном звене
Нф для режима, характеризуемого величинами с индексом х, при
наличии компенсатора с достаточной точностью можно определить
как
п
min
п п
0,5 ( У Р(1 Pjx) Т Еф »Ьф (tmax tx)
i-1______________t = l______________________________
In +
(362)
где H'min-минимальное допускаемое натяжение в наиболее ослабленном звене
при режиме максимальной температуры (обычно принимается
равным 100 даН);
/„-расстояние между точками закрепления фиксирующего троса на
опорах;
Оф и Еф - температурный коэффициент линейного расширения и модуль упру-
гости материала троса;
5-гибкость пружины компенсатора, м/даН;
fmax—максимальная расчетная температура;
tx~температура, соответствующая расчетному режиму;
Лт и Лх-внешние горизонтальные усилия соответственно при режиме макси-
мальной температуры и при расчетном режиме.
Если компенсаторов в фиксирующих тросах нет, натяжения тро-
сов необходимо определять с учетом изменений прогибов опор.
При этом в наиболее ослабленном звене троса
п п
Н&; = яmta + 0,5 ( Z Ptl - z pix) + Оф£ф5ф(tmax - tx) + £ф5ф (Y1 - yx)//n', (363)
1=1 i=1
166
где Yi- сумма прогибов обеих опор на уровне крепления рассчитываемого фикси-
рующего троса при максимальной температуре, м;
ух-то же при расчетном режиме.
Прогибы некоторых металлических опор проекта 1973 г., подсчи-
танные для единичной силы, равной 100 даН, приведены в табл. 37
(прогибы железобетонных опор рассмотрены в § 23). В тех слу-
чаях,* когда опоры, на которых закреплены фиксирующие тросы,
имеют оттяжки или нагружены с обеих сторон примерно одинако-
во, изменение прогибов этих опор можно не учитывать. Если же на-
грузки с обеих сторон опоры резко неравномерны, то отказываться
от учета влияния прогиба опоры не следует.
Для фиксирующих тросов без компенсаторов, закрепленных на
опорах, прогибы которых не учитывают, усилие в ослабленном
звене
Нфх = ^min + 0’5 ( РГ1 — £ Pix) T 0СфЕф5ф (tmax — tx). (364)
i = 1 i = 1
Поскольку формулы (362)-(364) являются приближенными, в от-
дельных случаях величины Яфх, определяемые по ним, могут полу-
читься отрицательными, что в реальных условиях невозможно. Та-
кой результат означает, что натяжение в ослабленном звене
фиксирующего троса снижается почти до нуля и, следовательно, на-
тяжение в наиболее нагруженном звене Нф будет определяться
только суммой всех внешних горизонтальных сил, действующих на
трос.
Расчеты фиксирующих тросов жестких и фиксирующих попере-
чин приведены в § 28.
28. Определение геометрических размеров
и расчеты фиксаторов
Геометрические размеры фиксаторов и поддерживающих их эле-
ментов определяют в зависимости от назначения фиксаторов
и мест их установки исходя из следующих основных соображений.
Для уменьшения воздействия на натяжение контактного прово-
да шарнирная длина фиксаторов (расстояние от оси штифта фикси-
рующего зажима до точки шарнирного крепления фиксатора) при
полукомпенсированных цепных подвесках должна не менее чем в
3 раза превышать возможные перемещения провода вдоль железно-
дорожного пути. В указанных подвесках шарнирная длина дополни-
тельного фиксатора установлена равной 1,2 м. Такая же длина
принята и в компенсированных подвесках.
Форму фиксатора выбирают с учетом его максимального воз-
можного подъема при изменениях температуры и под воздействием
токоприемника. Уклон фиксатора в сторону провода (определяется
по линии, соединяющей точку шарнирного крепления фиксатора
с точкой крепления на нем контактного провода) не должен превы-
шать 0,2 при температуре, соответствующей беспровесному поло-
167
жению контактного провода. Необходимо, чтобы конструкция фик-
саторов обеспечивала надежный проход токоприемника при отжа-
тии им контактного провода до 300 мм и минимальной расчетной
температуре. Концы фиксаторов не должны выступать из держате-
лей контактного провода более чем на 100 мм. Части фиксаторов,
находящиеся под напряжением, следует располагать от зазем-
ленных конструкций на расстоянии, обусловленном требованиями
техники безопасности: не менее 0,8 м при постоянном и не менее
1 м при переменном токе.
Рассмотрим несколько случаев определения длины фиксатора
и его элементов. Длину основных стержней сочлененных фиксато-
ров, которые закреплены на опорах, установленных на прямых
участках пути, определяют по формулам:
при зигзаге к опоре (рис. 77, а)
£п = Г + т" - В - а - Ц + J; (365)
при зигзаге от опоры (рис. 77, б)
£п = Г + т" -B + a + L£ + d, (366)
где т"- размер, обусловленный сбегом и уклоном опоры на высоте крепления
фиксаторного кронштейна;
В-расстояние от грани опоры до точки шарнирного крепления фиксатора;
d-размер, выбираемый по конструктивным соображениям;
Ьф-принятая шарнирная длина дополнительного фиксатора.
Шарнирная длина одиночных прямых фиксаторов, закрепленных
на опорах, которые установлены на прямых участках (рис. 77, в),
тф = Г + т" - В ± а. (367)
Длина одиночного прямого фиксатора при закреплении его на
подкосе наклонной консоли, установленной с внешней стороны кри-
вой (рис. 78, а), и т' и сТ тех же, что и в § 25,
£ф = Г + т' — В — а + ст. (368)
Расстояние от оси шарнира поддерживающего элемента обрат-
ного фиксатора до оси шарнира фиксатора Ln в случае его закре-
пления на опоре, установленной с внутренней стороны кривой
(рис. 78, б),
Ln = Г + т' - В + а - сТ + Ьф'. (369)
Крепление основного фиксатора к несущему тросу цепной под-
вески осуществляют двумя наклонными поддерживающими струна-
ми или жесткими распорками. При расчете фиксатора считают, что
оба его конца закреплены шарнирно и находятся в состоянии рав-
новесия при действии всех внешних сил. Сила G, указанная на
рис. 79 и 80,-результирующее вертикальное усилие, установившееся
в состоянии равновесия и препятствующее дальнейшему подъему
фиксатора. Это усилие зависит от горизонтальной силы Р, веса
168
/ Передняя грань опоры на
уродне головок рельсов
Рис. 'll. Расчетные схемы для определения геометрических размеров фиксаторов
сочлененного прямого («), сочлененного обратного (б) и одиночного (в) на прямых
участках пути
['Передняя грань опоры
\на уровне головок
/ рельсов
Рис. 78. Расчетные схемы для определения геометрических размеров фиксаторов
одиночного («) и сочлененного обратного (б) на кривых участках пути:
1-ось пути; 2-ось токоприемника
Рис. 8С. Схема расположения нагрузок
для расчета сочлененного обратного
фиксатора
Рис. 79. Схемы расположения нагрузок для расчета прямых фиксаторов одиночно-
го (а) и сочлененного (б)
169
поддерживаемого фиксатором участка контактного провода и по-
ложения фиксатора.
Расчет растянутых фиксаторов заключается или в проверке выб-
ранного сортамента на совместное действие изгиба и растяжения,
или в подборе необходимого сортамента по минимальному момен-
ту сопротивления в ослабленном нарезкой или отверстиями сечении
с последующей проверкой на совместное действие изгиба и растя-
жения. Для растянутого фиксатора, схема которого приведена на
рис. 79, а, приближенно учитывая влияние веса фиксатора, который
условно принимается сосредоточенным, проверку можно произве-
сти по условию
РЬ< + 0,25 GfoLfo Р
---1--> ф_^ + R z370)
mlVHT---------------------------------------mF нт
где Р-наибольшая возможная в эксплуатационных условиях растягиваю-
щая сила;
Сф-нагрузка от веса фиксатора с учетом (в необходимых случаях) веса
гололеда;
WHT, FHT-соответственно момент сопротивления и площадь поперечного сече-
ния фиксатора с учетом ослабления сечения;
Ь±-наибольшее расстояние от линии 0А (см. рис. 79,а) до оси фиксато-
ра.
Здесь и ниже силу, действующую вдоль фиксатора, можно при-
нимать равной внешней силе Р, пренебрегая небольшим углом ме-
жду направлениями действия сил. (Погрешность, получаемая при
этом допущении, не превышает 2%.)
Для растянутого основного фиксатора (см. рис. 79,6), принимая
те же допущения, что и раньше, и не учитывая незначительный мо-
мент от вертикальной силы G, приложенной в точке С, проверку
в точке А производят По условию
Pb + O,25Gd)L Р + Р.
----------+ -------1 Р, (371)
тШнт mFnr
где Рг-горизонтальная составляющая натяжения Нс в поддерживающих струнах:
Pi =0,5(6ф + G)/tga.
Натяжение Нс определяют по формуле
Нс = 0,5 (Оф + G)/sin а.
(372)
(373)
Расчеты сжатых элементов обратных и сочлененных фиксаторов
заключаются в проверке выбранного сортамента на изгиб и сжатие
и по условиям устойчивости. При X 200 расчет производят анало-
гично изложенному выше для однопутных консолей. В этом случае
для фиксатора по схеме рис. 80 проверку прочности следует про-
изводить по изгибающему моменту в точке А с учетом сжимающей
силы:
Pb + Ga P + Pt
mFm
mWm
111
(374)
170
Здесь (Pb + ^d) \
Д Pi X -------+ -A ctg а. (375)
Проверка на устойчивость основного фиксатора, выполненного
по схеме рис. 80, должна производиться на длине 0А с учетом де-
формации проверяемого элемента.
Максимальная гибкость сжато-изогнутых стержней фиксаторов
должна быть не более 550, а коэффициент устойчивости при этом
(см. § 25) не менее 2. Расчеты прочности и устойчивости фикса-
торных стержней с гибкостью более 200, следует производить также,
как при расчетах консолей. Для дополнительных фиксаторов из
алюминиевых сплавов эти расчеты выполняют при гибкости более
150.
Влияние собственного веса фиксатора Сф при проверке на устой-
чивость можно не учитывать, так как эта нагрузка облегчает усло-
вия работы сжатого участка основного фиксатора, что в некоторой
степени компенсирует влияние не учитываемой в расчете начальной
кривизны фиксатора, которая может ухудшить эти условия работы.
Натяжения в поддерживающих струнах (см. рис. 80).
Hc = P1/cosa. (376)
Если поддерживающие элементы обратных сочлененных фикса-
торов выполняют из двух швеллеров или неравнополочных угол-
ков, то выбор расстояния между ними и между скрепляющими
планками производят так же, как при расчете однопутных консолей.
В расчетах сочлененных фиксаторов нужно проверять значение
внешней нагрузки Р при ветре максимальной интенсивности, дей-
ствующем навстречу расчетному направлению сил. Если при этом
I сила Р становится отрицательной, то обычно растянутые стержни
надо проверить на устойчивость и предусмотреть дополнительное
крепление фиксаторов.
Сочлененные фиксаторы в необходимых случаях должны иметь
ограничительные упоры на стойках, а при компенсированных под-
весках-ограничительные струны (рис. 81). Устройства &т опрокиды-
вания следует применять при одном контактном проводе всегда,
а при двух проводах МФ-100 (или одном МФ-150)-в открытых ме-
стах. При ограничительных струнах длину основных прямых
фиксаторов увеличивают по сравнению с определяемой выраже-
нием (365). На прямых участках пути, в кривых радиусом более
500 м, во всех поймах рек, на насыпях высотой более 5 м от поверх-
Рис. 81. Схемы установки ограничи-
тельных струн на обратном (а) и прямом
(б) сочлененных фиксаторах
171
ности земли или деревьев, а также в местах возможных автоколеба-
ний проводов вместо поддерживающих струн устанавливают жест-
кие распорки между основным фиксатором и несущим тросом.
При расчетах фиксаторных кронштейнов следует учитывать
возможность обрыва несущего троса, для чего нужно принимать
вертикальную нагрузку, приложенную в точке крепления фиксатора,
равной весу контактных проводов в пролете наибольшей длины.
Расчеты фиксаторов по второму предельному состоянию про-
изводят, определяя перемещения основного и дополнительного
стержней под воздействием внешних нагрузок и силы нажатия
токоприемника.
29. Особые случаи расчета поддерживающих
и фиксирующих устройств1
Определение перемещений элементов опорных узлов контактных
подвесок. Для определения размеров консолей, фиксаторов и дру-
гих деталей, а также перемещений узлов контактной подвески при
изменении нагрузок необходимо знать взаимное расположение этих
узлов в конкретных условиях установки опор. Решение такой зада-
чи затрудняется неопределенностью расположения подвесной гир-
лянды изоляторов. В отличие от подобной гирлянды воздушных
линий на гирлянду для подвешивания несущего троса дополнитель-
но действуют усилия от контактного провода, передающиеся через
фиксаторы. Взаимное расположение узлов контактной подвески
определяется системой уравнений:
л у л. с
tg Ч> = „ , т/ ; ат = аг - sin ф;
+ Ус +
4- /1 4- cos <p + cos а
tg а =---------------—;-----------
fln+flr ~ «6sm «
aK — an — (hu 4- hK 4- cos a)ctg a — sin a;
PK (+ hK ± hc^ cos p) + (GK 4- 0,5бфД) «д
tg p =-----------:—----------------------;
Рк (дк 4" <2д 4~ /?сф sin P)
= ак+адsin Р ± асcos Р;
в
Л1ф — GKHH "Ь ^фос^фос “i” ^фд 'Лк О,5б1д/ 4-
-Ь ^-ф (^к 4~ ^д 0,5/1сф sin р) 4~
, Мф(+аф±ак-ат) Мф (ft - + дф tg Р)
[h — Ьк + (ак + aT)tgP] ’ с аф[/2- hK+ (aK + aT)tg Р] ’
1 Параграф написан инж. Г. Н. Бродом.
172
где G - нагрузка от веса пролета цепной подвески;
6фос-на грузка от веса основного фиксатора без учета веса фиксаторного
изолятора GH;
6фд-нагрузка от веса дополнительного фиксатора;
6сф-нагрузка от веса фиксаторной стойки;
GK-нагрузка от веса фиксирующего зажима и половины веса кон-
тактных проводов на участке между ближайшими к фиксатору
струнами;
Рс и Ус-горизонтальная и вертикальная составляющие натяжения струн,
передающих нагрузку от фиксатора на несущий трос.
Остальные обозначения величин, входящих в систему уравнений (377), пока-
заны на рис. 82.
При расчете угла наклона основного фиксатора принято, что ре-
гулировка фиксатора выполнена таким образом, что шарнир до-
полнительного фиксатора поднят над уровнем контактного прово-
да на высоту, при которой с учетом действия горизонтальной
нагрузки Рк фиксатор воспринимает полностью усилия Сфд и GK.
Верхние знаки в уравнениях (377) относятся к узлам с прямым фик-
сатором, а нижние знаки-к узлам с обратным фиксатором.
Для узлов подвески с гибким фиксатором следует использовать
систему (377) со знаками, относящимися к узлам с прямым фикса-
тором В этом случае ввиду отсутствия основного фиксатора и фик-
саторной стойки значения Сфос, Ссф и /1сф нужно принять равными
нулю. Кроме того, так как струны, передающие нагрузку от фикса-
тора на несущий трос, прикреплены непосредственно к фиксаторно-
му изолятору, шестое уравнение системы (377) надо заменить на
йф = ясо8[3, где а -известное расстояние от шарнира фиксатора до
места крепления струн (изоляторное звено). Для узлов с гибким
фиксатором угол р получается отрицательным, что соответствует
фактическому положению узла с гибкимг фиксатором.
Обычно при определении размеров консолей и фиксаторов раз-
меры бугеля йб и детали крепления фиксатора кф известны. Не-
известны момент Мф, силы Рс и Ис, размеры ат (или аг), ак, аф,
углы ср, ос и р. Если точка крепления гирлянды на бугеле должна
быть отнесена от оси пути, то а? известно, но в этом случае не-
Рис. 82. Расчетные схемы для определения отклонений гирлянды подвесных изоля-
торов при обратном (а) и прямом (б) сочлененных фиксаторах
173
известно ат. Если же относить гирлянду от оси пути не требуется,
то задано ат, определяющее положение несущего троса по отноше-
нию к контактному проводу в плане, а аг неизвестно.
Систему уравнений (377) нужно решать методом последова-
тельных приближений. Исходя из того, что натяжение в струнах,
прикрепляющих фиксатор к несущему тросу, является второсте-
пенным фактором для положения гирлянды изоляторов, можно
определять угол ф ее наклона без учета влияния фиксатора: ф =
= arctg---------—. Найдя значение ф, которое рассматривают как
Gi 4- 0,50^
первое приближение, решают систему (377). Проще всего это вы-
полняется в той последовательности, в которой уравнения записаны
в системе. Получив силы Рс и Рс, можно из первого уравнения си-
стемы определить значение угла ф, являющееся вторым приближе-
нием. Обычно оно не нуждается в дальнейшем уточнении, но при
необходимости можно получить третье приближение и т. д. Влияние
/ прямого и гибкого фиксаторов на положение гирлянды изоляторов
существенно меньше, чем обратного фиксатора, поэтому второе
приближение угла ф, как правило, является окончательным.
Поскольку конструктивные размеры подвески и установочные
размеры фиксаторов обычно относятся к беспровесному положе-
нию контактного провода, все нагрузки следует определять для
этого режима. Если нужно найти расположение узлов при доба-
вочных нагрузках (например, приближение подвесных изоляторов
и деталей подвески несущего троса к заземленной консоли при мак-
симальном ветре или при гололеде с ветром), то поступают сле-
дующим образом. Сначала решают систему уравнений (377), как из-
ложено выше, и получают длину консоли и ее положение (угол а),
а также длину фиксатора, которые при переходе к режиму доба-
вочных нагрузок не изменяются. Не изменится также длина струн,
передающих нагрузку от фиксатора на несущий трос. Затем ре-
шают следующую систему уравнений, определяющую положение
узлов в режиме добавочных нагрузок:
Акв = К (cos Фо - cos <рх);
^пх ^по ^КВ5
^кх ^кО ^кв >
КХ ^КО’ &ГХ ^ГО i ^кг>
гх “ Ki sin фх
^фх ^фО
cos рх
cosPo ’
(“Н^фх^^кх ^тх) 4" (/l Кх + <2фх tg Рх) ( + ^фО±^кО ^то)
+ Ро)2;
^кх ( о + J COS рх НН /1сф sin Рх ± С1д ,
\ COS Рх /
Л<ь = ± ( „ + ае} sin рх - /1сф cos рх;
v \ cos Рх /
174
Мфх "Г ^фос^фос "Г ^сф (^КХ “Ь "Ь ^Х~^сф $Ш Рх) + 0,5Сфд ($кх 4“ <2д ) 4"
“I- Ркх (^‘кх “Ь ' Чь ^кх/Ад ) >
р __ ^фх ( 4“ ^фх i акх ^тх)
^фх ^КХ ( i ^КХ ®ТХ ) tg Рх 1
I
Мфх ^КХ йфх tg Рх) ^тх -^сх
^x^-^x“(±«Kx-«Tx)tgPx] ; g(Px= Gix+ Fcx + 0,5Gf’
(378)
где Лф-изменение высоты шарнира дополнительного фиксатора;
Акв и Дкг-изменения положения контактного провода соответственно по вер-
тикали и по горизонтали.
Остальные обозначения те же, что и в системе (377).
Величины с индексом «О» относятся к режиму беспровесного по-
ложения контактного провода, с индексом х-к режиму добавочных
нагрузок. Положительный знак у вертикальных перемещений Аф и
Дкв соответствует перемещению вверх, отрицательный знак-вниз.
Для горизонтального смещения Акг положительный знак соответ-
ствует перемещению от опоры, отрицательный-к опоре (для любо-
го типа фиксатора). В системе (378) принято, что перемещения уз-
лов невелики, вследствие чего можно пренебречь изменением
конструктивной высоты подвески, а также горизонтальной проек-
ции дополнительного фиксатора. При расчете угла наклона основ-
ного фиксатора принимаем во внимание усилия, передающиеся на
него, с учетом перемещений узлов.
Система уравнений (378) также решается методом последова-
тельных приближений. При известном из очередного приближения
значении ср восьмое уравнение системы после преобразований при-
водится к виду
а2 + б2 + в2-г
sin(8 - рх) =---7===—’ (379)
2А у Б2 + В2
где угол 8 и остальные величины определяются уравнениями:
sin 8 = Б/|/ь2 4-В2; cos 8 - В/|/ь2 4-В2;
Л = + Дф0/со8 Ро , Б — aTQ 4~як0 hu sin <px ,
В = h - hK0 4- hK (cos <p0 - cos cpx); Г - (+афо + як0 - ar0 )2 4- (A - hK0 + яфо tg p0 )2.
Определив из выражения (379) угол рх, можно решить все урав-
нения системы (378).
Расчеты консольных и фиксаторных стержневых изоляторов.
Консольные и фиксаторные стержневые изоляторы находятся под
действием сложной системы нагрузок, которые могут быть приве-
дены к продольной и поперечной силам и изгибающему моменту.
Продольная и поперечная силы несущественно влияют на напря-
женное состояние изолятора вследствие того, что при реальных
175
значениях этих сил и геометрических размеров сечения изолятора
напряжения в фарфоре незначительны. Во многих случаях, напри-
мер в изолированных консолях, продольная сила является сжимаю-
щей, что облегчает работу изолятора (сжимающие напряжения для
фарфора менее опасны, чем растягивающие; кроме того, сжимаю-
щие напряжения уменьшают растягивающие, вызваемые другими
силовыми факторами). Поэтому основной нагрузкой, определяю-
щей напряженное состояние изолятора, является изгибающий мо-
мент. Это подтверждается результатами испытаний, которые пока-
зали, что разрушение фарфора стержневых изоляторов происходит
обычно в сечениях, где развивается наибольший изгибающий
момент.
Для изолированной консоли без подкоса (рис. 83, а) изгибающий
момент в опасном сечении фарфора консольного изолятора (у
кромки шапки, примыкающей к кронштейну консоли)
М = — {PKh + Gfyd + 0,5 (L — a) cos cx(GK 4- GH) + 0,5 (L — a) sin2 a [BKcK (L — a) + Висип]},
(380)
где GK-нагрузка от веса кронштейна консоли;
Сф и GH-нагрузка от веса соответственно фиксатора и изолятора;
Вк и Ви-распределенные поверхностные нагрузки от ветра, действующие со-
ответственно на консоль и изолятор, с учетом аэродинамических
коэффициентов;
ск и си-горизонтальные размеры соответственно консоли и изолятора,
определяющие их поверхность, подверженную действию ветра.
Остальные обозначения показаны на рис. 83.
При расчетах в режиме гололеда все вертикальные нагрузки сле-
дует определять с учетом веса гололедных образований.
В формуле (380) не учтены вертикальные нагрузки от цепной
подвески и горизонтальные от несущего троса, которые создают
в изоляторе лишь продольную силу. Не внося существенной по-
грешности, можно пренебречь тем, что давление ветра на консоль
и изолятор неодинаково, и принять Ви = Вк и си — ск. В этом случае
м = ~ + G$d + 0,5 (L — a) cos a (GK + GH) + 0,5L(L - a) BKcK sin2 a] •
(381)
На кривых достаточно малого радиуса изгибающий момент
определяется в основном силой Рк. В этих случаях можно не учиты-
вать точно вес изолятора, считая его частью кронштейна консоли,
что позволит еще больше упростить расчетную формулу:
М — [Рк/z + G$d + 0,5 (L — a) (Gk cos a + ВкСк L sin2 a)],
(382)
где ,GK'~ нагрузка от веса кронштейна консоли при длине L.
При расчете по формулам (380)-(382) все усилия нужно учиты-
вать с определенными знаками. Например, знак «плюс» можно при-
давать силам, вызывающим при изгибе растяжение нижних и сжа-
176
Рис. 83. Расчетные схемы для изоляторов консолей без подкоса (а) и с подкосом (б)
^Передняя грань опоры на
' уробне гол и В о к рельсов
тие верхних волокон изолятора, а знак «минус»-силам, вызываю-
щим сжатие нижних и растяжение верхних волокон. Приняв такое
правило знаков, вес консоли и изолятора, а также усилие от излома
контактного провода на внешней стороне кривой следует считать
положительными, а усилие от излома контактного провода на вну-
тренней стороне кривой-отрицательным. Давление ветра на кон-
соль и изолятор, очевидно, может быть и положительным,
и отрицательным.
Изгибающий момент на консольном изоляторе для консоли
с подкосом определяют, рассчитывая консоль как неразрезную бал-
ку на трех шарнирных опорах (рис. 83,6). Если средний шарнир
(точка крепления подкоса) находится выше места установки фикса-
тора на консоли, то изгибающий момент на изоляторе
9 (й - «)
+ (qK cos ос + Вкск sin а)------
21± — а
+ (Ои cos ос 4- Bncwa sm2 ос)----
2
a (2/2 — а2)
(2/х - а)
(383)
При расположении среднего шарнира ниже места крепления
фиксатора расчетная формула имеет вид
(pKh + сфа) -
а
М= —
+ (GH cos ос + Виси a sin2 ос)
а (21^ — а2)
4Ur (2Z1 - а)
21 — а
(384)
177
Рис. 84. Схемы расположения нагрузок для расчета изоляторов прямого (а)
и обратного (6) фиксаторов
Обозначения в формулах (383) и (384), а также правило знаков те
же, что для консолей без подкоса. Положение среднего шарнира на
рис. 83,6 показано условно, конструктивно этот шарнир может на-
* ходиться и выше, и ниже точки крепления как _ прямого, так
и обратного фиксаторов. Изгибающие моменты на изоляторе кон-
соли с подкосом получаются значительно меньшими, чем моменты
для такой же консоли без подкоса. По этой причине формулы (383)
и (384), не внося заметной погрешности, упростить не удается.
Расчеты фиксаторных изоляторов выполняют в соответствии со
схемами, приведенными на рис. 84. Опасным является сечение фар-
фора у кромки шапки, примыкающей к основному фиксатору. Из-
гибающие моменты в этом сечении определяют по формулам:
для прямого фиксатора (рис. 84, а)
м = — [Рк (с + b sin Р) + Gb + 0,5 (/ф - а) (вф + G„)];
для обратного фиксатора (рис. 84,6)
М - -%- Рк(с + bsinp) - Gb + 0,5 (/ф - а)(Оф + Си) - 0,5(L - /ф)Оф].
/ф
(385)
(386)
В этих формулах G-нагрузка от веса фиксаторной стойки с уче-
том части веса дополнительных фиксаторов и контактных прово-
дов, передаваемого на стойку. Знаки сил нужно учитывать по пра-
вилу, указанному для консольных изоляторов. В формулах (385)
и (386) знаки даны в соответствии с направлениями сил, приве-
денными на схемах рис. 84.
Формулы для расчета изгибающих моментов на фиксаторных
изоляторах являются приближенными, но при 104-12° (см.
рис. 84) результаты получаются достаточно точные. Стержневые
изоляторы гибких фиксаторов, а также фиксаторов анкеруемых ве-
твей цепной подвески, нагруженных в основном растягивающей или
сжимающей силами, на изгиб не рассчитывают.
Расчет поперечного несущего троса при разной высоте его закре-
пления на опорах* В случае кпепления поперечного несущего троса
178
в разных уровнях вертикальные составляющие опорных реакции за-
висят от горизонтальной составляющей натяжения троса; место
действия максимального момента и наибольшего провисания троса
не может быть определено построением эпюры перерезывающих
сил от заданных вертикальных сил, ибо оно зависит еще от гори-
зонтальной составляющей натяжения троса, которая в начале рас-
чета неизвестна. Поэтому при заданной высоте точек подвеса троса
расчет следует начинать с определения горизонтальной составляю-
щей его натяжения. Принимая, что точка Б находится ниже точки
А (см. рис. 75, а) на величину Ай, искомую составляющую можно
определить по одной из формул:
(387)
(388)
где Мк-изгибающий момент от известных вертикальных сил в сечении, где
расположена точка максимального провеса троса;
/птах~наи^ольшая стрела провеса троса по отношению к высокой опоре;
/птах-то же по отношению к низкой опоре;
/к' и /"-горизонтальные расстояния от места наибольшего провисания троса
соответственно до тех же опор.
Расчет ведется подбором путем определения Нп для различных
точек расположения нагрузок. Максимальным значение Нп будет
в точке наибольшего провисания троса. Чтобы быстро найти эту
точку, необходимо учитывать следующее. При одинаковых верти-
кальных нагрузках и равномерном расположении их вдоль попереч-
ного пролета искомая точка может быть в середине пролета, если
там находится одна из нагрузок, или смещается от середины проле-
та в сторону более низкой точки подвеса (это смещение тем боль-
ше, чем больше разность уровней Ай). Если имеются отдельные
большие, чем остальные, вертикальные нагрузки или места с более
частым расположением нагрузок, точка максимального провеса
троса смещается в сторону таких нагрузок.
При известной горизонтальной составляющей натяжения попе-
речного несущего троса вертикальные составляющие опорных
реакций:
GJi — HnA/i I;
(389)
(390)
Монтажные стрелы провеса йенах ружейного поперечного несу-
щего троса по отношению к опорам А и Б:
f = к'(аAh)2/(4а);
fпБ = к'(а — Ah)2/(4а),
(391)
(392)
179
где
а = - /п) - ЗА/? ;
(393)
Ln и к'-то же, что и в формуле (348).
Полную длину поперечного несущего троса в данном случае
также определяют по формуле (349). Провесы нагруженного попе-
речного несущего троса под каждой из нагрузок i по отношению
к обеим опорам можно определить как
У1А =
7(A/i Mj
-V+^
(394)
Gn-4)A/i (
У1Б =------------+
где -изгибающий момент от вертикальных
—, (395)
Нп ’
сил в месте расположения на-
грузки Gi.
Определенная по формуле (393) величина а имеет физический
смысл учетверенной стрелы провеса ненагруженного поперечного
несущего троса в пролете /п при одинаковой высоте точек за-
крепления троса на опорах и натяжении, определенном для троса
при разной высоте указанных точек. Это натяжение
Н = д'12/(2а). (396)
Точка максимального провисания разгруженного троса нахо-
дится в пределах пролета, если а > Ah, чему соответствует условие
Ln ~1п> 2A/?/(3Q. ’ (397)
Точка максимального провисания находится за пределами
пролета, если а < Ah, что получается при соотношении
АЛ2/(2/п) < Ln - /п < 2A/i2/(3/n). (398)
Левая часть неравенства (398) установлена из условия, что раз-
ность Ln — /п не может быть равна Ah2/(2ln), что соответствовало
бы невесомому тросу с длиной, равной расстоянию между точками
подвеса по прямой.
Точка максимального провисания троса совпадает с точкой кре-
пления его на более низкой опоре при a--Ah:
Ln -ln = 2Ah2/(3/n). (399)
Положение точки максимального провисания ненагруженного
троса определяется расстояниями по горизонтали от опор Л и Б до
искомой точки:
1А = 0,5/п (1 + М/а); 1Б = 0,5/п (1 - АБ/а).
Положительное значение 1$ соответствует положению точки
максимального провисания в пределах пролета, отрицательное-за
его пределами.
180
Расчеты изменения натяжения поперечного несущего троса. Для
выбора параметров опор гибких поперечин, в частности высоты
и жесткости, для проверки изменений вертикальных габаритов кон-
тактного провода и решения других задач необходимо определить
натяжение поперечного несущего троса при изменениях темпера-
туры внешней среды и нагрузок. Наиболее просто расчетное урав-
нение можно получить при условии, что все вертикальные нагрузки
равны и равномерно размещены вдоль гибкой поперечины, т.е. рас-
стояние от опоры до первой нагрузки и все расстояния между на-
грузками одинаковы. В этом случае для одного поперечного несу-
щего троса справедливы следующие уравнения:
ИЛИ _
1х ~ *1
9гх^п^х
£7т1
24Н*Х 24НП\
= (НПХ~НП1)
+ OCj (tx tj)
(400)
П1
9txL[$
nx
24атЯп\
2^н2х
TL'T
к2- •
‘vni j
9тгп
Ип
В этих формулах:
дт~равномерно распределенная вертикальная нагрузка от всех тросов гибкой попе-
речины (включая фиксирующие), приходящаяся на один поперечный несущий
трос;
G-сосредоточенная вертикальная нагрузка на одном пути от веса цепной подвески
(в необходимых случаях с гололедом), гирлянды изоляторов с арматурой, фик-
саторов и струн;
ип-число сосредоточенных нагрузок (число путей);
-ит-число поперечных несущих тросов;
^-площадь сечения одного поперечного несущего троса.
Все величины в формулах (400) и (401) с индексом 1 относятся
к известному режиму, а с индексом х-к любому искомому режиму.
Величины с индексом i относятся и к известным, и к искомым
режимам. - *
Единичный прогиб обеих опор на высоте крепления поперечного
несущего троса Y при трехступенчатых опорах может быть опреде-
лен по формуле (274), при двухступенчатых
(402)
и при четырехступенчатых опорах
2h3 / I 7 19 37 \
192 уЕ^ + Е12 + Ец)‘
(403)
В случае нечетного числа путей максимальной стрела провеса
поперечного несущего троса будет у средней подвески (в середине
поперечины):
(404)
181
При четном числе путей максимальной стрела провеса троса
также получается в середине поперечины:
с ______ 9ti
п max i Q
(405)
а у ближайшей
формуле
к середине цепной подвески определяется по
(406)
Все обозначения в формулах (402)-(406) те же, что и выше.
Расчеты фиксирующих тросов жестких и фиксирующих поперечин.
При расчете фиксирующего троса жесткой поперечины необходимо
учитывать температурные деформации металлической поперечины,
имеющей температурный коэффициент линейного расширения,
близкий к соответствующему для фиксирующего троса. Сечение по-
перечины во много раз больше сечения троса; поперечина располо-
жена близко от фиксирующего троса по высоте. Все это приводит
к тому, что стойки на уровне крепления троса получают значи-
тельные деформации при изменениях температуры воздуха. Замет-
но влияют на натяжение троса также прогибы стоек, вызванные
действием этого натяжения.
Для жестких поперечин балочного типа, которые рассчитывают,
принимая защемление стоек в грунте и шарнирное соединение по-
перечины со стойками, уравнение состояния фиксирующего троса
при одинаковых стойках и отсутствии компенсатора имеет вид
4“ Йтах
(407)
где
осф — otp2B/n
1 + О (Л - B2/D) ’
D = 4C+ 162/n//i3EpSp.
(408)
(409)
В этих формулах:
0 = 2/13Еф5ф/(8Пп);
Ер-модуль упругости материала жесткой поперечины;
5Р-суммарное сечение нижних поясов жесткой поперечины;
ар-температурный коэффициент линейного расширения материала ригеля;
//-высота стоек, считая от поверхности грунта до шарнира прикрепления ри-
геля к стойкам.
Остальные обозначения те же, что в формулах (361) и (362).
Буквы Л, В и С в формулах (408) и (409) означают величины, ха-
рактеризующие жесткость стоек. Если в качестве стоек применены
типовые конические железобетонные опоры, то при тех же допуще-
Рис. 85. Расчетные схемы жесткой
(а) и фиксирующей (б) поперечин
ниях, которые были приняты в § 23 и схеме поперечины по
рис. 85, а, указанные величины можно определить по формулам:
(1 — ЗХ)3 27Х(1 —X) —7 27Х2-45Х-Ь19
ЕЦ ЕЦ ЕЦ
(1 - ЗА)2 (2 + ЗА) 14 - 27А 38 - 45А
В = ЁЛ + ЁЦ + ЕЦ ’
1 7 19
С =----+------+-----,
ЕЦ ЕЦ ЕЦ
где X = a/h;
Е-модуль упругости материала стоек;
/)5 12 и /3-моменты инерции каждой части стоек.
В случае постоянной по высоте жесткости стоек
(410)-(412) упрощаются:
Д = 27(1-Х)3/(Е1);
В = 27 (2 - ЗХ + Х3)/(Е1);
С = 27/(Е/).
(410)
(411)
(412)
формулы
(413)
(414)
(415)
Величина р в формуле (407) имеет размерность температурного
коэффициента линейного расширения, но зависит не только от тем-
пературного расширения материалов ригеля и фиксирующего тро-
са, а еще от упругих свойств их и железобетонных стоек и геоме-
трических размеров поперечины. Допустив незначительную погреш-
ность расчета, натяжение фиксирующего троса по формуле (407)
можно определить без учета упругих деформаций ригеля. Тогда
(Хф - арВ/2С
1 + 0 [Л - В2/(4СД ‘
(416)
Расчет натяжения фиксирующего троса в наиболее ослабленном
звене фиксирующей поперечины (рис. 85,6) может быть произведен
также по формуле (407), но в этом случае
Р = 0Сф/(1 + ОС). (417)
Здесь значение С вычисляется по формулам (412) и (415). Жест-
кости отдельных ступеней железобетонных опор можно определить
по кривым рис. 60.
183
ГЛАВА VIII
ПОДБОР ТИПОВЫХ ПОДДЕРЖИВАЮЩИХ
И ФИКСИРУЮЩИХ УСТРОЙСТВ
30. Подбор консолей
Подбор типовых поддерживающих и фиксирующих устройств
выполняют при проектировании контактной сети путем привязки
разработанных конструкций к конкретным условиям их установки.
Консоли для цепных подвесок обычно подбирают только по усло-
виям, в которых они будут работать, для чего в типовых проектах
этих конструкций имеются специальные таблицы, предусматриваю-
щие разнообразные случаи применения указанных устройств. Если
же условия установки не соответствуют приведенным в таблицах,
то выполняют необходимые расчеты с целью определения геоме-
трических размеров и сортаментов для изготовления нетиповых
конструкций. Подобные расчеты можно произвести по материалам,
приведенным в § 25.
Типовые консоли для несущего троса компенсированных и полу-
компенсированных цепных подвесок разработаны в Трансэлектро-
проекте и на Люберецком электромеханическом заводе треста
Трансэлектромонтаж. В последнее время применяют только консо-
ли наклонного типа: неизолированные на линиях постоянного тока
и изолированные на линиях переменного тока. В отдельных случаях
неизолированные консоли устанавливали при переменном токе
и изолированные при постоянном токе. Из-за недостаточной проч-
ности консольного изолятора на линиях переменного тока теперь
устанавливают неизолированные консоли. Поскольку при более
прочном изоляторе, возможно, будут снова применять изолиро-
ванные консоли, то ниже приводятся материалы о консолях и фик-
саторах обоих типов.
Неизолированные консоли, изготовляемые из двух швеллеров,
обозначают буквами HP (с растянутой тягой) и НС (со сжатой тя-
гой). Изолированные консоли из труб обозначают ИТР или ИТС,
а из швеллеров ИР и ИС. Кроме того, в обозначении типа консоли
римскими цифрами указывают вид ее геометрических размеров,
арабскими цифрами-номер использованных для изготовления кон-
соли швеллеров, а при наличии подкоса добавляют букву «и». Изо-
лированные консоли, устанавливаемые в местах, где требуется уси-
ленная изоляция, имеют в маркировке еще букву «У». Для примера
приведем обозначения нескольких типов консолей:
HP-III-6,5-неизолированная наклонная консоль с растянутой
тягой из швеллеров № 6,5 и геометрическими размерами вида III;
ИТС-Пп-изолированная, трубчатая наклонная консоль со сжа-
той тягой и подкосом, геометрические размеры вида. II;
184
НС-IV-5n-неизолированная наклонная консоль со сжатой тягой
и подкосом из швеллеров № 5, геометрические размеры вида IV;
ИР-VI-Y-5-изолированная наклонная консоль с растянутой тя-
гой из швеллеров № 5 для установки с усиленной изоляцией, геоме-
трические размеры вида VI.
Длины кронштейнов для консолей основных типов независимо
от номера примененных швеллеров и наличия подкоса приведены
в табл. 38.
Подбор указанных выше консолей в различных условиях уста-
новки осуществляют в соответствии с таблицами, разработанными
в Трансэлектропроекте для районов с нормативной толщиной стен-
ки гололеда до 20 мм включительно и скоростью ветра до 35 м/с
при повторяемости климатических нагрузок не реже одного раза
в 10 лет. Все данные определены для габаритов установки опор от
3,1 до 3,5 м (через каждые 0,1 м), 4,9 и 5,7 м.
Подбор типовых неизолированных и изолированных консолей
для линий постоянного и переменного тока выполняют в зависимо-
сти от типа опор и места их установки, а при подборе переходных
консолей учитывают еще наличие или отсутствие секционирования
сети, расположение рабочей и анкеруемой ветвей подвески относи-
тельно опоры и какая ветвь крепится на данной консоли. Кроме то-
го, для линий постоянного тока на прямых участках пути необходи-
мо учитывать габарит установки анкерных опор.
Приведем в качестве примера выдержки из указанных таблиц
для подбора типовых консолей на промежуточных опорах и. пере-
ходных при сопряжениях анкерных участков без секционирования
сети. Подбор неизолированных типовых консолей для линий по-
стоянного гока выполняют в соответствии с данными, приведенны-
ми в табл. 39. На опорах, относящихся к типу А, ближе к опоре рас-
положена рабочая ветвь подвески, а на опорах типа Б-анкеруемая
ветвь. Подбор изолированных типовых консолей для линий пере-
менного тока, устанавливаемых в местах, где не требуется усилен-
ная изоляция, выполняют в соответствии с данными, табл. 40.
Области применения сжатых тяг консолей типов НС, ИС и ИТС
(см. табл. 39 и 40) определены для нормальных условий работы
контактной подвески с двумя контактными проводами на линиях
Таблица 38
Вид размера Длина кронштейна, мм, консолей типов Вид размера Длина кронштейна, мм, консолей типов
HP и НС ИР и ИС ИТР и ИТС HP и НС ИР и ИС ИТР и ИТС
0 3630 —. IV 7130 4570 —•
(только HP) — 5070 —
I 4730 — — VI — 5770 —
II 5230 3570 3700 VII 6270 —
III 6230 4070 4200 (только
(только ИТС) ИС)
185
Таблица 39
Тип onopi Место установки опоры Тип опоры Ветвь подвески Тип консоли п ри габарите опоры, м
3,143,2 3,343,5 4,9 5,7
Промежуточные Прямая — — * HP-I-5 НР-Ш-6,5 HP-IV-6,5
Внешняя сторона кривой R > 600 м
R < 600 м НС-Ш-6,5п HC-IV-6,5 п
Внутренняя сторона кривой R 1000 м НС-1-6,5
R > 1000 м
Переходные Прямая А Рабочая HP-I-5 НР-Ш-6,5 HP-IV-6,5
Анкеруемая при габари- те анкерной опоры 3,143,5 м
НС-Ш-6,5п HC-IV-6,5n
4,94-5,7 м НС-1-5
Б Рабочая HP-I-5 НР-П-5 НР-Ш-6,5 HP-IV-6,5
Анкеруемая при габари- те анкерной опоры 3,143,5 м НС-Ш-6,5п HC-IV-6,5 п
4,945,7 м НС-1-5 НС-П-5
НР-Ш-6,5 HP-IV-6,5
Внешняя сторона кривой R 600 м А и Б Рабочая и анкеруемая HP-I-5
R > 600 м А и Б Рабочая
Анкеруемая НС-Ш-6,5п HC-IV-6,5 n
Внутренняя сторона кривой R > 1000 м А и Б Рабочая HP Ш-6,5 HP-IV-6,5
Анкеруемая НС-1-5 НС-Ш-6,5п HC-IV-6,5 n
R < 1000 м А и Б Рабочая и анкеруемая НС-1-6,5
Таблица 40
Тип опор Место установки опоры Ветвь подвески Типы консолей при габарите опоры, м
3,14-3,5 при гололеде, мм 4,9 5,7
до 15 с 16 до 20
Промежуточные Прямая — ИТР-П (ИТС-П)
Внешняя сторо- на кривой R < 600 м — ИТР-Пп (ИТС-Пп) ИР-П (ИС-П) HP-V-5n (HC-V-5n) HP-VI-5n (HC-VI-5n)
R > 600 м — ИТР-П (ИТС-П)
Внутренняя сто- рона кривой R < 600 м — ИТС-Пп ИС-П HC-V-5n HC-VI-5n
600<R< 1000 м — ИТС-П ИТС-Пп
«>1000 м “— ИТС-П
Переходные Прямая Рабочая ИТР-П HP-V-5n HP-VI-5n
Анкеруемая ИТС-П HC-V-5n HC-VI-5n
Внешняя сторо- на кривой R С 600 м Рабочая ИТР-Пп ИР-П HP-V-5n HP-VI-5n
Анкеруемая ИТС-Пп ИС-П
t R > 600 м Рабочая ИТР-П HC-V-5n HC-VI-5n
Анкеруемая ИТС-П
Внутренняя сто- рона кривой R < 600 м Рабочая и анке- руемая ИТС-Пп ИС-П
600<R^1000 м4 Рабочая и анке- руемая ИТС-П ИТС-Пп
R>1000 м Рабочая и анке- руемая ИТС-П
I—и Примечание. В скобках указаны типы консолей, устанавливаемых на опоре средней анкеровки компенсированной подвески.
00
постоянного тока и с одним контактным проводом на линиях пере-
менного тока. Во всех случаях, когда может возникнуть дополни-
тельное сжимающее усилие в растянутой тяге (например, при рас-
положении пролета частично на прямой и частично на внутренней
стороне кривой или при скорости ветра более 35 м/с), возможность
применения растянутых тяг следует проверить расчетом исходя из
условия, что в самых неблагоприятных случаях растягивающее уси-
лие в тяге должно быть не менее 20 даН.
В целях повышения ветроустойчивости подвески в местах, под-
верженных особо сильным ветровым воздействиям (например, пой-
мы рек, насыпи высотой более 5 м от поверхности земли или при
расположении подвески выше вершин деревьев в лесистой местно-
сти, а также в местах, где могут возникнуть автоколебания прово-
дов), возможность применения растянутых тяг на линиях постоян-
ного тока также необходимо проверить расчетом исходя из того,
что при самом неблагоприятном сочетании нагрузок растягиваю-
щее усилие в тяге должно быть не менее 50 даН. На линиях пере-
менного тока в указанных условиях растянутые тяги из круглой
стали должны быть заменены более жесткими (за исключением
участков пути на внешней стороне кривых радиусом менее 1000 м).
В отдельных случаях сжатые тяги из труб заменяют выполненными
из угловой стали (например, на консолях анкеруемой ветви подве-
ски переходных опор на внутренней стороне кривых радиусом
600 м и менее при габарите опор 3,5 м и менее).
Таблицы, аналогичные табл. 39 и 40, разработаны для подбора
типовых консолей на переходных опорах сопряжений анкерных
участков с секционированием сети, а также для подбора неизолиро-
ванных консолей на линиях переменного тока и изолированных
консолей, устанавливаемых в тех местах, где требуется усиленная
изоляция контактной сети. Кроме того, имеется таблица для подбо-
ра изолированных швеллерных консолей, устанавливаемых на ли-
ниях переменного тока при любых габаритах опор.
31. Подбор жестких поперечин и тросов гибких поперечин
Подбор жестких поперечин. Типовые жесткие поперечины, разра-
ботанные в Гипропромтрансстрое, запроектированы в виде
блочных сквозных ферм прямоугольного сечения с раскосной ре-
шеткой. Эти поперечины намечено выпускать в обычном исполне-
нии (для применения - в районах с расчетной температурой до
— 40°С) и в северном исполнении (для районов с расчетными тем-
пературами до —65 °C). В первом случае их изготавливают
в основном из стали марки ВСтЗпсб, а во втором-из низколегиро-
ванной стали марки 09Г2С-9 (см. табл. 12 и 13). Для поперечин дли-
ной до 29,1 м включительно ширина ферм равна 450 мм, высота
700 мм и длина основной панели 800 мм; для более длинных попе-
речин эти данные соответственно составляют 740, 1200 и 1250 мм.
188
Рис. 86. Схемы расположения путей '(а) и нагрузок (6) для подбора жесткой
поперечины:
утолщенные линии-главные пути и соответствующие им нагрузки, тонкие линии-остальные
станционные пути и соответствующие им нагрузки
В маркировке типовых жестких поперечин использованы буквы
и цифры. Например, П29-30,3-это обозначение поперечины (П)
в обычном исполнении с несущей способностью 29 тс • м и ос-
новным расчетным пролетом 30,3 м, ПС29-30,3-то же, что и выше,
но в северном исполнении. Если данная поперечина используется
для установки арматуры освещения, то в маркировке добавляется
буква О (например, ОП29-30,3 или ОПС29-30,3). В последнем случае
поперечины изготовляют с настилом и перилами.
Жесткие поперечины комплектуют из двух, трех или четырех
блоков в зависимости от длины расчетного пролета. Стыки блоков
поперечин типов П и ОП сварные, а типов ПС и ОПС-на болтах.
Блоки маркируют: буквами БК (крайний), БС (средний), БКС (край-
ний в северном исполнении), БСС (средний в северном исполнении)
и цифрами, означающими принадлежность данного блока к опреде-
ленной марке поперечины.
Длину основного пролета поперечины в необходимых случаях
можно уменьшить, симметрично сократив число панелей в крайних
блоках или одну панель в одном из блоков (за исключением уси-
ленных панелей). Основные данные жестких поперечин приведены
в табл. 41. (Здесь и ниже расчетные материалы даны по новому
проекту.)
Для подбора жестких поперечин необходимы некоторые рас-
четы. Эти расчеты довольно громоздки и выполнять их следует на
ЭВМ (как это делают в Трансэлектропроекте). Вспомогательные
материалы и таблицы, разработанные для облегчения указанных
расчетов, ниже приведены не полностью, а частично-в качестве
примеров, поясняющих практическое выполнение подобных работ.
Методика подбора типовых жестких поперечин предложена
в Гипропромтрансстрое и заключается в следующем. Составляется
расчетная схема поперечины (рис. 86, п), по которой устанавливается
ее расчетная длина. Применительно к этой длине задаются опреде-
ленной типовой несущей способностью поперечины и проверяют
пригодность выбранного типа, сопоставляя действующие на попе-
речину моменты от внешних сил с условными допускаемыми мо-
ментами, рассчитанными и предназначенными только для подбора
поперечин. При этом рассматривают три режима-два нормальных
(гололед с ветром скоростью в 2 раза меньше максимальной и ве-
тер максимальной интенсивности без гололеда) и аварийный
(обрыв провода во время гололеда, но при отсутствии ветра). Изги-
189
J
Tаблица 41
Марки поперечин Несущая способ- ность, кН-м Число блоков Основные (и воз- можные) расчетные длины поперечин, мм Масса поперечин, кг
в обычном исполнении в северном исполнении
П(ПС)15-16,1 147 э 16115(15315, 485/- 472/-
П(ПС)13-16,1 127 14515, 13715, 12915) 455/- 459/-
П(ПС)15-17,7 147 17715(16915) 553/- 535/-
П(ПС)13-17,7 127 2 518/- 517/-
П(ПС)21-22,5 206 22515(21715, 20915,20115, 953/- 850/-
41(ПС) 17-22,5 167 2 19315,18515) 846/- 781/-
П(ПС) 15-22,5 147 Л 756/- 732/-
П(ПС) 13-22,5 127 716/- 714/-
П(ПС)27-29,1 265 29070(28270, 1389/- 1250/-
П(ПС)22-29,1 216 3 27470,26670, 25870, 25070, 1234/- 1131/-
П(ПС) 17-29,1 167 24270, 23470) 1077/- 1038/-
П(ПС) 15-29,1 147 1011/- 1007/-
П(ПС)39-30,3 382 30260 (29010, 27760) 1612/2115 1505/2008
П(ПС)37-30,3 363 1512/2015 1451/1947
П(ПС)29-30,3 284 3 1357/1860 1381/1877
П(ПС)26-30,3 255 1287/1790 1279/1775
П(ПС)23-30,3 226 1217/1720 1243/1739
П(ПС)43-34,0 422 34010(32760, 31510) 1902/2466 1813/2369
П(ПС)39-34,0 382 3 1814/2378 1703/2259
П(ПС)33-34,0 324 1548/2112 1508/2064
П(ПС)26-34,0 255 1421/1985 1425/198J
П(ПС)57-39,2 559 39165 (37915, 2509/3159 2351/2993
36665, 35415)
П(ПС)50-39,2 490 4 2337/2987 2248/2889
П(ПС)43-39,2 422 2125/2775 2029/2670
П(ПС)33-39,2 324 1883/2533 1838/2479
П(ПС)73-44,2 716 44165 (42915, 41665, 40415) 3379/4110 3088/3809
П(ПС)65-44,2 637 4 3111/3842 2882/3603
П(ПС)54-44,2 530 2761/3492 2568/3289
П(ПС)43-44,2 422 2419/3150 2315/3036
Примечания. 1. В числителе приведены данные для поперечин без устройств осве-
щения, а в знаменателе - при наличии таких устройств (прочерки означают, что устройства
освещения не применяются).
2. В скобках приведены возможные расчетные длины поперечин, которые для поперечин
с основной длиной до 29,1 м включительно могут быть уменьшены на величину до 0,8 м,
а более длинных-до 1,25 м (за счет изменения мест опирания в пределах крайних усиленных
панелей).
190
Таблица 42
Марка поперечины Условные допускаемые моменты, кН -м, и значения коэффициента 5В для любого блока поперечины
в обычном исполнении в северном исполнении
Мип мр 1 вп SB Мнп мр вн SB
П(ПС) 15-16,1 145 101 1,06 187 103 1,06
П(ПС) 13-16,1 130 84 1.06 187 82 1,00
П(ПС)15-17,7 145 122 1,12 185 128 1,12
П(ПС)13-17,7 130 102 1,12 187 103 1,06
П(ПС)21-22,5 204 182 1,12 208 185 1,20
П(ПС)17-22,5 163 143 1,15 186 158 1,18
П(ПС)15-22,5 145 101 1,06 187 103 1,06
П(ПС)13-22,5 130 84 1,06 187 82 1,00
Примечание. Коэффициент sB учитывает распределение давления ветра между нижним
и верхним поясами поперечины вследствие различной жесткости поясов.
бающие моменты от внешних сил, характеризующие несущую спо-
собность поперечин при аварийном режиме, определяют норма-
тивные для нижнего пояса фермы (МнП), а для нормальных
режимов вычисляют расчетные моменты для верхнего пояса (М^п).
Соответствующие изгибающие моменты от внешних сил сопо-
ставляют с допустимыми для средних и крайних блоков, при этом
средние блоки проверяют в середине пролета. Крайние блоки про-
веряют на расстоянии 1/3 (справа и слева) для трехблочных попере-
чин и пролета для четырехблочных. Если моменты от внешних
сил оказались существенно меньше допустимых, надо либо принять
поперечину более легкую, либо, если это возможно, увеличить рас-
стояние (пролет) между поперечинами. При моментах, превышаю-
щих допускаемые, нужно принять поперечины более тяжелые или
уменьшить расстояние между ними. Во всех случаях необходимо
снова определить моменты от внешних сил и повторить все ука-
занные выше проверки.
Условные допускаемые моменты в различных режимах для обо-
их поясов поперечин приведены в табл. 42 и 43. В табл. 42 указаны
данные для двухблочных поперечин в обычном и в северном испол-
нениях, а в табл. 43-для трех- и четырехблочных поперечин
в обычном исполнении, но при отсутствии и наличии устройств для
освещения.
Расчетная схема для подбора поперечины составляется на осно-
вании фактического расположения путей, габаритов установки
стоек и междупутий так, как это для примера показано на рис. 86, б.
Предварительно определяют изгибающие моменты в кН • м от веса
подвески
M(G) =
п ' т
а £ G,af + р £ GjOj
- i=i j=i
IO'2
(418)
191
и изгибающие моменты от веса гололеда на подвеске
M(Gr) =
и т
ot Grjdi 4" Р
- i=l j=l
10 ~ 2,
(419)
где а и р-коэффициенты, значения которых приведены в табл. 44;
п и т-число нагрузок, расположенных слева и справа от расчетного
.сечения;
и Gy-нагрузки от собственного веса подвесок, расположенных слева (г)
и справа (/) от расчетного сечения, считая от опор (нагрузку, попа-
дающую в сечение, учитывают только один раз);
Gri и Grj-TO же от веса гололеда на подвесках;
а{ и cij-плечи нагрузок от собственного веса или веса гололеда на подве-
сках I и j.
Нагрузка от собственного веса подвески i (или j\ даН,
Gi Qil 4" Gy,
(420)
где 0{-нагрузка от веса 1 м подвески г, даН/м (см. табл. 15);
-длина продольного пролета, м;
GT-нагрузка от веса конструкции в точке подвеса.
Таблица 43
Марка поперечины I Условные допускаемые моменты, кН • м, и значения коэффициента sB для
среднего блока крайнего блока
*4 Мр SB Мнп мр вп SB
П27-29Д 260 227 1,10 217 210 1,16
П22-29Д 217 183 1,09 183 166 1,14
П17-29Д 163 143 1,15 145 122 1,12
П15-29.1 145 122 1,12 130 102 1,12
П(ОП)39-30,3 380 406/468 1,26 321 339/418 1,30
П(ОП)37-30,3 359 334/400 1,22 284 301/368 1,30
П(ОП)29-30,3 284 228/292 1,20 253 228/292 1,26
П(ОП)26-30,3 253 181/251 1,20 226 181/251 1,26
П(ОП)23-30,3 226 155/213 1,18 226 155/213 1,18
П(ОП)43-34,0 424 475/532 1,26 380 406/468 1,26
П(ОП)39-34,0 380 406/468 1,26 321 378/459 1,33
П(ОП)33-34,0 321 261/321 1,18 284 228/292 1,20
П(ОП)26-34,0 253 181/251 1,20 226 181/251 1,26
11(011)57-39,2 559 610/670 1,23 357 475/532 1,34
П(ОП)50-39,2 487 536/600 1,25 320 407/468 1,33
П(ОП)43-39,2 426 413/455 1,20 321 301/367 1,24
П(ОП)33-39,2 321 301/367 1,24- 253 228/292 1,26
П(ОП)73-44,2 718 775/873 1,24 486 611/671 1.29
П(ОП)65-44,2 636 653/736 1,22 456 536/600 1,28
П(ОГП54-44,2 526 510/591 1,21 426 413/455 1,20
П(ОП)43-44,2 426 377/455 1,20 321 301/367 1,24
Примечание. В числителе приведены данные для поперечин без устройств освещения,
а в знаменателе-при наличии таких устройств.
192
Таблица 44
Коэффициент Значения коэффициентов
В середине пролета В 1/3 пролета В 1/4 пролета
слева справа слева справа
а 0,5 0.67 0,33 0,75 0,25
₽ 0,5 0,33 0,67 0,25 0,75
Нагрузка GT (от консольной стойки равна 127 даН для промежу-
точных опор и для переходных 245 даН; от фиксаторной стойки
при переменном токе для промежуточных опор 103 даН и дня
переходных 206 даН, при постоянном токе соответственно 98
и 211 даН; от фиксирующего троса при переменном токе для про-
межуточных опор 41 даН и для переходных 83 даН, при постоян-
ном токе соответственно 39 и 78 даН).
Нагрузка от веса гололеда на подвеске i (или j), даН,
GTi = gTil, (421)
где gTi-нагрузка от гололеда на 1 м подвески i, даН/м (см. табл. 15).
Затем вычисляют изгибающие моменты в кН • м от всех внеш-
них сил. Для проверки среднего блока в середине пролета приняты
следующие формулы:
при аварийном режиме
Мн« = [0,125£2fop + £рг) + 184Lp/i/b] КГ2 + M(G) + M(Gr);
(422)
при нормальном режиме гочоледа с ветром
МВР = [0,125Lp (1,1$р + 1,17^рг) + 0,132PprsBLp/i/b] 10" 2 + L1M(G) 4- l,17M(Gr); (423)
при нормальном режиме ветра максимальной интенсивности
МВР = [0,1381^ + 0,147PpsBL^/2>] ПТ2 + 1,W(G),
(424)
где Lp-расчетная длина поперечины, м;
9р и #рГ-нагрузки соответственно от собственного веса и от гололеда на 1 м
поперечины, даН/м (табл. 45);
h и Ь- расчетные соответственно высота и ширина поперечины (отношение
h/b для поперечин длиной до 29,1 м включительно равно 1,56, а для
более длинных поперечин-1,62);
5В-коэффициент для верхнего пояса, учитывающий распределение да-
вления ветра между нижним и верхним поясами поперечины вслед-
ствие различной жесткости поясов (см. табл. 42 и 43);
Ррг-нагрузка на поперечину от воздействия ветра при гололеде, даН:
Рр,-Т(0,5%ах)2; (425)
Рр-нагрузка на поперечину от воздействия ветра максимальной интен -
сивности, даН:
Рр — Y^max •
(426)
193
7. Зак. 1448
Таблица 45
Марка поперечины др, даН/м gVT, даН/м, при гололеде, мм Коэф- фици- ент у
5 10 15 20
П(ПС)15-16,1 29,4/28,7 4,63 9,25 13,88 18,51 0,024
П(ПС)13-16,1 27,7/27,9 4,41 8,84 13,25 17,67 0,024
П(ПС)15-17,7 30,6/29,6 4,66 9,31 13,96 18,61 0,024
П(ПС)13-17,7 28,6/28,6 4,56 9,12 13,69 18,25 0,026
П(ПС)21-22,5 41,5/37,0
П(ПС)17-22,5 36,9/34,0 4,70 9,39 14,09 18,79 0,025
П(ПС)15-22,5 33,0/31,9 5,15 10,30 15,44 20,58 0,027
П(ПС)13-22,5 31,2/31,1
П(ПС)27-29,1 44,5/42,2
П(ПС)22-29,1 39,2/38,1 5,07 10,15 15,22 20,29 0,027
П(ПС)17-29,1 33.9/35,0 5,62 11,23 16,85 22,47 0,029
П(ПС)15-29,1 31,8/33,9
П(ОП)39-30,3 52,3/68,5
П(ОП)37-30,3 49,0/65,3
П(ОП)29-30,3 43,9/60,2 6,15 12,30 18,45 24,60 0,034
П(ОП)26-30,3 41.7/58,0 8,58 17,15 25,73 34,31 0,048
П(ОП)23-30,3 39,4/55,7
П(ОП)43-34,0 54,8/71,1
11(011)39-34,0 52,3/68,5 6,17 12,34 18,51 24,68 0,034
П(ОП)33-34,0 44,6/60,9 8,60 17,19 25,79 34,38 0,048
П(ОП)26-34,0 41,0/57,3
11(011)57-39,2 62,8/79,0
П(ОП)50-39,2 58,6/74,8 6,62 13,25 19,87 26,50 0,037
П(ОП)43-39,2 53,2/69,5 9,05 18,09 27,14 36,10 0,051
П(ОП)33-39,2 47,2/63,4
П(ОП)73-44,2 75,0/91,3
П(ОП)65-44,2 69,0/85,3 7,10 14,20 21,30 28,40 0,040
П(ОП)54-44,2 61,3/77,6 9,52 19,03 28,56 38,08 0,054
П(ОП)43-44,2 53,7/70,0
Примечание. В числителе приведены данные для поперечин в обычном исполнении
и без устройств освещения, а в знаменателе-для поперечин длиной до 29,1 м включительно
в северном исполнении и без устройств освещения, и для более длинных-в обычном испол-
нении при наличии устройств освещения.
194
1
Таблица 46
Марки Параметры тросов Значение параметров тросов при опорах типов
тросов МН-35/15; МН-45/15; М45г25 15 МН-65/15: м65,25 15 МН-65/20 МН-105/20 МН-150/20
ПБСМ Число поперечных несущих тросов 2 2 4 2 4 4
Сечение каждого по- перечного несущего троса, мм2 Сечение фиксирую- щего троса, мм2 70 60 95 70 95 До 9 nyi 9 путей- 70 95 гей-60, более 70
ТК Число поперечных несущих тросов Сечение каждого по- перечного несущего троса, мм2 2 70 4 70 2 4 4 70 70
Сечение фиксирую- щего троса, мм2 50 50 До 1: более 1 путей-50, И путей-70
Значения коэффициента у приведены в табл. 45.
Для проверки крайнего блока в одной трети пролета (трех-
блочные поперечины) применяют формулы:
при аварийном режиме
= [0,lllL2 top + £рг) + 164Lph/b] IO" 2 + M(G) + M(Gr); (427)
при нормальном режиме гололеда с ветром
MBg = [0,11 IL2 (1,1 др + 1,17дрг) + 0,118PprsBLp/z/fe] 10 ~ 2 + 1,1M(G) + l,17M(Gr);
* (428)
при нормальном режиме ветра максимальной интенсивности
МВР = [0,122Lpt/p + 0,13PpsBLph/b] IO"2 + 1,1M(G). (429)
Для проверки крайнего блока в одной четверти пролета (четы-
рехблочные поперечины) пользуются формулами:
при аварийном режиме
Мн« = [0,09381^ top + 0рг) + 138Lp/i/b] 10" 2 + М (G) + М (Gr); (430)
при нормальном режиме гололеда с ветром
MBP-[0,0938L2(l,l^p+ l,17^pr) + 0,118PprsBL2/2/b]10-2 + 1,1M(G)+ l,17AI(Gr);
(431)
при нормальном режиме ветра максимальной интенсивности
МВР = (O,lO3Lp0p + 0,119PpsBLph/b] IO"2 + 1,1M(G).
(432;
195
Моменты от веса цепных подвесок и гололеда на них для про-
верки крайних блоков в 1/3 или 1 /4 пролета определяют слева
и справа от расчетного сечения, но для дальнейших сравнений
принимают только большие из полученных значений. Для проверки
жестких поперечин с устройствами освещения учитывают увеличе-
ние нагрузок др, дрг, Рр и Ррг (см. табл. 45).
Подбор тросов гибких поперечин. Число и сечение поперечных не-
сущих и фиксирующих тросов гибких поперечин подбирают в зави-
симости от материала тросов, а также мощности и высоты опор.
Соответствующие данные приведены в табл. 46 применительно
к номенклатуре типовых опор, изготовляемых по проекту 1973 г.
32. Подбор фиксаторов и кронштейнов
Подбор фиксаторов. Типовые сочлененные фиксаторы, разрабо-
танные в Трансэлектропроекте, подбирают в зависимости от типа
консолей и места их установки, а для переходных опор-с учетом
расположения рабочей и анкеруемой ветвей подвески относительно
опоры. Кроме того, учитываю!, для какой из них предназначен
фиксатор.
В обозначениях типовых фиксаторов применяю! буквы «Ф»
(фиксатор), «П» (прямой), «О» (обратный), «А» (контактного прово-
да анкеруемой ветви), «Т» (троса анкеруемой ветви), «Г» (гибкий),
«И» (для изолированных консолей), «С» (воздушных стрелок), «Р»
(ромбовидных подвесок) и «У» (усиленный). В маркировке имеются
цифры 3 (для линий постоянного тока) и 25 (для линий переменного
тока), указывающие напряжение в киловольтах, а также римские
цифры I, II и т. д., характеризующие длины основных фиксаторов
(табл. 47).
Для примера приведем обозначения нескольких типов фиксато-
ров:
ФП-П-3-прямой фиксатор для неизолированной консоли на ли-
нии постоянного тока, длина основного стержня вида II;
ФОИ-1У-25-обратный фиксатор для изолированной консоли на
линии переменного тока, длина основного стержня вида IV;
ФГ-25-гибкий фиксатор для линий переменного тока;
ФГ2-3-гибкий фиксатор, двойной (с разнесением мест фиксации
на кривых R < 600 м), для линий постоянного тока;
ФА-Ш-З- фиксатор контактного провода анкеруемой ветви для
неизолированной консоли на линии постоянного тока, длина основ-
ного стержня вида III;
ФТИ-П-25-фиксатор несущего троса анкеруемой ветви для изо-
лированной консоли на линии переменного тока, длина основного
стержня вида II;
УФО-1-3-усиленный обратный фиксатор для неизолированной
консоли на линии постоянного тока, длина основного стержня
вида I.
196
Таблица 47
Вид размера Длина основного стержня, мм, фиксаторов типов
ФП и ФПИ ФО и ФОИ УФО ФТ, ФТИ, ФА и ФАИ
I 1200 3000 3000 1300
II 1600 3400 4000 1800
III 2000 3800 4300 2300
IV 2400 4200 — 2800
V 3000 4600 — 3300
VI 3600 5000 — 3800
(только ФПИ) (только ФА и ФАИ)
VII —— 5400 (только ФОИ) — —
Подбор типовых фиксаторов выполняют по таблицам, приве-
денным в типовом проекте. Для примера, в табл. 48 показаны
данные для подбора фиксаторов на промежуточных опорах, а
в табл. 49-для переходных опор в местах сопряжений анкерных
участков без секционирования сети на линии переменного тока при
изолированных консолях. В обеих таблицах для упрощения опу-
щены цифры 3 и 25. Аналогичные таблицы разработаны и для дру-
гих условий установки фиксаторов.
Подбор кронштейнов. Кронштейны с подкосом для подвески уси-
ливающих, питающих и других проводов обозначают КФ (обыч-
Таблица 48
Род тока и тип консо- лей Место уста- новки опоры Прочие условия Типы фиксаторов при габарите опоры, м
3,1-^ 3,2 3,3 3,4 4- 3,5 4,9 5,7
Постоян- ный; не- изолиро- ванные Прямая Зигзаг к опоре ФП-1 ФП-Ш ФП-IV
Зигзаг от опоры ФО- 11 ФО-1П ФО-V ФО-VI
Внешняя сторона кривой 1501 м ФП-П ФП-V
1Хтабл - < R 1500м УФП-П УФП-V
<хтабл ^R>601 м ФГ
600 м ФГ2
Внутрен- няя сторо- на кривой 1501 м ФО-1 j ФО- 11 ФО-IV ФО-V
1500 ^R^601 м УФО-1 УФО-П УФО-Ш
R 600м УФО2-1 УФО2- II УФО2- III
197
Продолжение табл. 48
Род тока и тип консо- лей Место уста- новки опоры Прочие условия Типы фиксаторов при габарите опоры, м
з,1- 3,2 3,3 3,4 — 3,5 4,9 5,7
Перемен- ный; не- изолиро- ванные Прямая Зигзаг к опоре ФП-1 ФП-IV ФП-V
Зигзаг от опоры ФО-П ФО- 111 ФО-V ФО-VI
Внешняя сторона кривой D П /утабл ФП-П ФП-V
^табл < >601 м ФГ
R < 600 м ФГ2
Внутрен- няя сторо- на кривой R >601 м ФО-1 ФО- 11 ФО-IV ФО-VI
R <600 м ФО2-1 ФО2- II ФО2-1У ФО2-У1
Перемен- ный; изо- лирован- ные Прямая Зигзаг к опоре ФПИ-1 ФПИ ФПИ- IV ФПИ-V
Зигзаг от опоры ФОИ-Ш ФОИ -IV ФОИ- VI ФОИ- VII
Внешняя сторона кривой R>Ктабл ФПИ-Ш ФПИ-V ФПИ- VI
^табл >601 М ФГИ
R < 600 м ФГИ2
Внутрен- няя сторо- на кривой R > 601 м ФОИ- II ФОИ III ФОИ-V ФОИ- VI
R < 600 м ФО И2- II ФОИ2- III ФОИ2- ФОИ2- VI
Примечание. Величина Ятабл-радиус кривой, указанный в табл. 32.
ный) и КФУ (удлиненный). Последние устанавливают на анкерных
опорах для относа проводов от подвески и в других случаях, когда
надо отдалить провода на этих кронштейнах от опор. Выполняют
эти кронштейны из двух швеллеров № 5 или 6,5, что указывают
в их маркировке (например, КФ-5, КФУ-6,5). Кроме того, приме-
няют облегченный кронштейн типа КФС, выполненный из одного
швеллера № 6,5.
Кронштейны с тягой, применяемые для тех же целей, что и опи-
санные выше, обозначают КФП (обычный) и КФПУ (удлиненный).
198
Кронштейны типа КФП выполняют из угловой стали 50 х 50 х
х 5 мм, а типа КФПУ-из такой же стали или 63 х 63 х 5 мм. Это
находит отражение в маркировке кронштейнов (например, КФП-50,
КФПУ-63).
При высоте опор, не достаточной для подвески усиливающих
проводов на линиях постоянного тока на указанных выше кронш-
тейнах, применяют надставку типа 1-Ф.
Для крепления двух проводов линии ДПР применяют крон-
штейны типов КФД (устанавливаемые горизонтально) и КФДС
(устанавливаемые с наклоном относительно уровня земли). Тяги
.кронштейнов КФД выполняют из круглой стали, а тяги кронштей-
нов КФДС, поскольку они могут оказаться сжатыми,-из угловой
стали.
Кронштейны типа КФД могут быть установлены непосредствен-
но на опорах и на надставках различных типов.
Для подбора необходимого типа кронштейна в соответствии со
схемами рис. 87 нужно определить наиболее невыгодные сочетания
суммарных нормативных нагрузок Q и Р (последние с учетом их
знака) и найти точку их пересечения на нужном графике (рис. 88-90).
Указанная точка должна быть ниже линии допустимой норматив-
ной нагрузки для кронштейна данного типа. Определение нагрузок
Q и Р выполняют в соответствии с материалами, приведенными
в § 7. При расчете конструкций по методу предельных состояний
Таблица 49
Место установки опоры Тип опоры Ветвь подвески Типы фиксаторов при габарите опоры, м
3,1-3,2 3,3 3,4-3,5 4,9 5,7
Прямая А Рабочая ФПИ-1 ФПИ-П ФПИ-V ФПИ-VI
Анкеруемая ФАИ-Ш ФАИ-IV ФАИ-VI ФАИ-VII
Б Рабочая ФОИ-Ш ФОИ-IV ФОИ-VI ФОИ-VII
Анкеруемая ФАИ-IV ФАИ-VI
Внешняя сторона кривой R ^табл А Рабочая ФГИ
Анкеруемая ФАИ-IV ФАИ-VI ФАИ-VII
Б Рабочая ФГИ
Анкеруемая ФАИ-Ш ФАИ-IV ФАИ-VI ФАИ-VII
Внешняя сторона кривой jR > Kf-абл А Рабочая ФПИ-Ш ФПИ-V ФПИ-VI
Анкеруемая ФАИ-IV ФАИ-VI ФАИ-VII
Б Рабочая ФПИ-Ш ФПИ-V ФПИ-VI
Анкеруемая ФАИ-Ш ФАИ-IV ФАИ-Vl ФАИ-VII
Внутренняя сторона кривой А Рабочая ФОИ-П ФОИ-Ш ФОИ-V ФОИ-VI
Анкеруемая ФАИ-Ш ФАИ-IV ФАИ-VI ФАИ-VII
Б Рабочая ФОИ-П ФОИ-Ш ФОИ-V ФОИ-VI
Анкеруемая ФАИ-Ш ФАИ-V ФАИ-VII
Примечание. Обозначения типов опор А и Б те же, что в табл. 39.
199
Рис. 87. Схемы нагрузок кронштейнов КФ, КФУ, КФС («), КФП, КФПУ (6),
КФД (в), КФДС (г) и надставки 1-Ф (д)
Рис. 88. Допустимые нормативные нагрузки на кронштейны КФ-5, КФ-6,5
и КФС («), КФУ-5, КФУ-6,5 и надставку 1-Ф (6)
• а,/ тдН 700 600 500 WO мо zoo 100
КФПУ-Я)
К<РП-50 ТШ 7-63
»
1 •
-Р-500'Ш'ЗОО-гОО-WU О WO ZOO 300 Р7ДОН
-P-500-30D-20Q-100 0 100 700 000 000 Р,даН
Рис. 90. Допустимые нормативные на-
грузки на кронштейны КФД и КФДС
Рис. 89. Допустимые нормативные на-
грузки на кронштейны КФП-50,
КФПУ-50 и КФПУ-63
200
Таблица 50
Тип крон- штейна Длина элементов кронштейна, мм Тип крон- штейна Длина элементов кронштейна, мм
верхнего нижнего наклон- ного верхнего нижнего наклон- ного
ДО-II 2280 1570 1920 до-ш 2530 1765 2190
ДО-ПУ 2780 2015 2390 ДО-ШУ 3030 2225 2640
расчетные нагрузки Qp и Рр, по данным Трансэлектропроекта, мож-
но получить умножением нормативных нагрузок Q и Р на коэффи-
циент 1,31.
В местах повышенных ветровых воздействий у креплений
кронштейнов КФД к опорам нужно установить специальные на-
кладки, которые будут препятствовать развороту кронштейнов
вдоль пути. При креплении указанных кронштейнов в этих же ме-
стах на каких-либо надставках для предотвращения скручивания
и изгиба надставок на железобетонных опорах вследствие разворо-
та кронштейна вдоль пути надо усилить закрепление проводов ли-
ний ДПР в седлах. Для этого по обе стороны седла нужно устано-
вить плашечные зажимы или шунтировать провода перемычками
в обход седла. В остальных местах упомянутые зажимы или пере-
мычки предусматривают только у седел старого типа, в которых
провода недостаточно надежно зажимаются плашками. Если рас-
четный изгибающий момент превышает допустимый для швелле-
ров надставки не более чем на 10%, то надставка может быть уси-
лена специальными накладками.
Подбор деревянных кронштейнов для закрепления на штыревых
изоляторах трех проводов ЛЭП»6-10 кВ выполняют в зависимости
от требуемых расстояний, на которые провода отстоят от опоры,
и от расстояний между фазами. Подбор ведут в соответствии
с данными табл. 50 и по графикам допустимых нагрузок, разрабо-
танным для этих кронштейнов по форме, приведенной на рис. 88-90
для металлических кронштейнов.
Аналогично выбирают деревянные кронштейны для подвешива-
ния низковольтных проводов.
ГЛАВА IX
ПОДБОР ТИПОВЫХ ОПОР И КОНСТРУКЦИЙ
ДЛЯ ИХ ЗАКРЕПЛЕНИЯ В ГРУНТЕ
33. Опоры контактной сети и их закрепление в грунте
Классификация опор. Опоры контактной сети могут быть разде-
лены на две основные группы -несу щ ие, на которых имеются какие-
либо поддерживающие устройства (консоли, кронштейны, жесткие
или гибкие поперечины), и фиксирующие, на которых крепят только
фиксирующие устройства (фиксаторы или фиксирующие попере-
чины). В первом случае опоры воспринимают и вертикальные, и го-
ризонтальные нагрузки, во втором-лишь горизонтальные.
В зависимости от типа поддерживающего устройства различают
несущие опоры консольные (с однопутными или двухпутными кон-
солями), стойки жестких поперечин (одиночные и спаренные)
и опоры гибких поперечин. Консольные опоры обычно разделяют
на промежуточные (на них крепится одна контактная подвеска)
и переходные, устанавливаемые на сопряжениях анкерных участков
и воздушных стрелках (на них крепятся две контактные подвески).
Помимо нагрузок в плоскости, перпендикулярной к оси пути,
опоры могут воспринимать усилия от анкеровки тех или иных про-
водов, создающих нагрузки в плоскости, почти параллельной оси
пути. В этом случае опоры называют анкерными. Как правило,
опоры контактной сети выполняют одновременно несколько функ-
ций, например, переходная консольная опора может быть анкерной
и, кроме того, поддерживать еще питающие провода.
Опоры, на которых подвешиваются только провода питающих
или отсасывающих линий, называют фидерными. Различают фи-
дерные опоры: промежуточные, угловые (на которых осуществляет-
ся изменение направления проводов), анкерные (устанавливаемые
с двух сторон пересекаемых линией железнодорожных путей или
автомобильных дорог) и концевые (на которых производится конеч-
ная анкеровка проводов).
Опоры для линий электроснабжения устройств автоблокировки
в тех случаях, когда эти линии расположены на самостоятельных
опорах, разделяют на одностоечные, А-образные, АП-образные, 11-
образные и трсхногие. Одностоечные опоры применяют в качестве
промежуточных для установки при нормальных пролетах на прямо-
линейных участках трассы, в качестве транспозиционных, для ответ-
вления сигнальных проводов, а также для установки линейных
разъединителей. А-образные опоры применяют в местах усиленных
ветровых воздействий, в качестве угловых и концевых, для установ-
ки разъединителей при ответвлениях высоковольтных проводов,
в качестве переходных и в некоторых других случаях. Опоры
202
/ с разъединителями применяют и П-образные. Эти опоры, как
и АП-образные, используют при установке на них трансформатора,
j АП-образные опоры и трехногие применяют и в качестве пере-
ходных.
Опоры контактной сети могут быть выполнены железобетонны-
ми, металлическими (стальными) и деревянными. Наибольшее рас-
пространение в СССР нашли железобетонные опоры, так как на
; них затрачивается значительно меньше металла, чем на металличе-
ские опоры. Последние применяют только в тех случаях, когда по
мощности или геометрическим размерам невозможно использовать
железобетонные (например, для . крупных гибких поперечин) или
в прибрежных зонах морей и океанов, где создаются условия для
усиленной коррозии арматуры железобетонных опор. Деревянные
опоры раньше применяли для линий электроснабжения устройств
автоблокировки, а также в качестве временных при замене опор
I контактной сети. Вследствие крайне ограниченного использования
деревянных опор они далее не рассматриваются.
Железобетонные опоры. Для установки на вновь электрифици-
руемых линиях надо проектировать опоры типа С или СО. Послед-
ние предусмотрены для применения только на участках постоянно-
го тока с условиями, способствующими усиленной электрокоррозии
арматуры. Опоры представляют собой изготовленные методом
центрифугирования полые конические бесстыковые трубы из пред-
варительно-напряженного железобетона с армированием высоко-
прочной проволокой. Такие опоры называют струнобетонными.
В стойках типа СО армирование нижней части предусмотрено сме-
шанным-с установкой восьми стержней ненапрягаемой арматуры,
которые рассчитаны на восприятие нормативного момента, если ос-
новная арматура потеряет несущую способность вследствие корро-
зии. Опоры с нормативными изгибающими моментами относитель-
но уровня условного обреза фундамента 98 кН • м и более имеют
ненапрягаемую продольную стержневую арматуру и в верхней
части.
1 Для тонкостенных железобетонных опор контактной сети при-
меняют бетон марки не ниже М400 с водоцементным отношением
не более 0,35. По морозостойкости марки бетона (Мрз) применяют
в зависимости от расчетной температуры наиболее холодной пя-
тидневки: Мрз-100 при температуре не ниже —20°C; Мрз-150 от
— 21 до —39 °C и Мрз-200 при —40 °C и ниже. Для изготовления
опор с нормативными изгибающими моментами до 66 кН • м вклю-
чительно применяют бетон марки М400, а при больших изгибаю-
щих моментах-М500.
Типовые опоры, предназначенные для применения в районах
с расчетной температурой наружного воздуха не ниже —40 °C при
неагрессивном и слабоагрессивном воздействии газовой среды на
железобетонные конструкции, рассчитаны на нормативные изги-
бающие моменты относительно уровня условного обреза фунда-
мента, находящегося на расстоянии 9,6 м от вершины, 44; 59; 79
и 98 кН -м (4,5; 6,0; 8,0 и 10,0 тс-м), и имеют длину 10,8 и 13,6 м.
203
Разработаны также железобетонные опоры для применения
в районах с расчетной температурой от — 40 до — 65 °C (условия
БАМа). Эти конструкции отличаются от обычных в основном схе-
мой армирования и меньшим обжатием бетона. Допускаемые нор-
мативные моменты и другие параметры таких опор практически не
отличаются от приведенных выше. Кроме того, для условий БАМа
запроектированы железобетонные опоры длиной 15,6 м, предназна-
ченные для подвески проводов контактной сети на участках пере-
менного тока совместно с проводами трехфазной ЛЭП 35 кВ для
продольного электроснабжения и питающими или усиливающими
проводами. Особенностью этих опор, кроме того, является наличие
вентиляционных отверстий внизу надземной части (для уменьшения
перепада температур наружной и внутренней поверхностей) и закре-
пление в грунте на условно благоприятных и неблагоприятных
участках с помощью специальной анкерной плиты. Эта плита кре-
пится в нижней подземной части опоры, для чего на опоре предус-
мотрен кольцевой выступ.
Опоры длиной 15,6 м имеют нормативные изгибающие мо-
менты относительно уровня условного обреза фундамента, находя-
щегося на расстоянии 11,6 м от вершины, равные 49; 66; 88
и 111 кН -м (5,0; 6,7; 9,0 и 11,3 те м). На стороне опоры, противопо-
ложной той, на которой крепятся провода контактной сети, устана-
вливают кронштейны для крепления проводов ЛЭП 35 кВ с треу-
гольным или горизонтальным расположением. В первом случае
питающие или усиливающие провода подвешивают над контактной
подвеской, а во втором-над проводами ЛЭП 35 кВ. При отсут-
ствии контактной сети эти опоры могут быть использованы для
подвески двух трехфазных ЛЭП (10 и 35 кВ) с разных сторон опор.
В соответствии с ГОСТ 19330-81 типовые железобетонные
опоры именуют стойками и маркируют буквенно-цифровыми груп-
пами. Первая группа содержит обозначение типа стойки и номи-
нальные габаритные размеры-длину стойки в дециметрах и тол-
щину стенки в сантиметрах (<j округлением до целого числа). Во
второй группе приводится порядковый номер стойки, соответ-
ствующий ее несущей способности, т. е. определенному нормативно-
му изгибающему моменту относительно уровня условного обреза
фундамента (см. табл. 51). В третьей группе указывают условия экс-
плуатации стоек-буквой М для применения в районах с расчетной
температурой наружного воздуха ниже — 40 °C и буквой К для при-
менения в газовой среде со среднеагрессивным воздействием на же-
лезобетонные конструкции. Отсутствие указанных букв означает,
что данные опоры предназначены для применения в районах с рас-
четными температурами — 40 °C и выше при неагрессивном и сла-
боагрессивном воздействии газовой среды на железобетонные кон-
струкции. Например:
С 108.6-1-стойка типа С длиной 10800 мм с толщиной стенки
60 мм, первой несущей способности (44 кН • м) для применения
в районах с расчетной температурой — 40 °C й выше при неагрес-
сивном и слабоагрессивном воздействии газовой среды;
204
Таблица 51
Типоразмеры стоек Номера стоек Нормативные изги- бающие моменты, кНм(тсм) Длина стоек, мм Диаметр стоек, мм Толщина стенки, мм Справоч- ная мас- са, т
С(СО) 108.6 1 2 3 44(4,5) 59(6,0) 79(8,0) 10800 450/432 60 1,57
С(СО) 108.7 4 98(10,0) 10800 450/432 75 1,88
С(СО) 136.6 1 2 3 44 (4,5) 59 (6,0) 79 (8,0) 13600 492/432 60 2,10
С(СО) 136.7 4 98 (10,0) 13600 492/432 75 2,52
С 156.6 5 6 7 49 (5,0) 66 (6.7) 88 (9,0) 15600 524/464 60 2,75
С 156.7 8 111 (11,3) 15600 524/464 75 3,10
Примечание. В числителе приведены диаметры стоек у основания, а в знамена-
теле-на уровне условного обреза фундамента; диаметр всех стоек у вершин равен 290 мм.
СО 136.7-4-М-стойка типа СО длиной 13600 мм с толщиной
стенки 75 мм, четвертой несущей способности (98 кН-м) для приме-
нения в районах с расчетной температурой ниже — 40 °C при не-
агрессивном и слабоагрессивном воздействии газовой среды;
С 156.6-7-К-стойка типа С длиной 15600 мм с толщиной стенки
60 мм, седьмой несущей способности (88 кН • м) для применения
в районах с расчетной температурой — 40 °C и выше при средне-
агрессивном воздействии газовой среды;
СО 108.6-2-МК-стойка типа СО длиной 10800 мм с толщиной
стенки 60 мм, второй несущей способности (59 кН • м) для примене-
ния в районах с расчетной температурой ниже —40 °C при средне-
агрессивном воздействии газовой среды.
Ранее типовые железобетонные опоры маркировали по схеме
А-М-Н, где А-характеристика конструкции опоры, М-нормативный
изгибающий момент относительно уровня условного обреза фун-
дамента, тс-м, Н-длина опоры, м. Например, СКЦ-6,0-13,6-стру-
нобетонная коническая центрифугированная опера мощностью
6 тс-м длиной 13,6 м.
Основные данные разработанных в Гипропромтрансстрое ти-
повых железобетонных опор приведены в табл. 51. Опоры мощ-
ностью более 88 кН • м можно применять только с разрешения
МПС. При недостаточной несущей способности одной опоры уста-
навливают спаренные опоры, т.е. две рядом, располагая их вдоль
оси пути. Изгибающие моменты поперек пути, которые могут быть
допущены на спаренные опоры, вдвое больше приведенных
в табл. 51 для одиночных опор.
Опоры для ЛЭП, устройств автоблокировки маркирую!’ по схе-
ме С М/Н, где С означает «стойка»; М-значение момента, тс-м,
при образовании трещин в поперечном сечении на расстоянии 1,7 м
205
Рис. 91. Схемы заделки в грунт железобетонных опор:
1-опора; 2-верхний лежень; 3-нижний лежень; 4-фундамент ТС; 5-свая; 6-оголовок; 7-де
ревянный короб; 8-оттяжки; 9-анкер ТА; 10-опорная плита
от нижнего торца стойки; Н-длина стойки, м. Например: С 2,55/10,1-
стойка, рассчитанная на момент 2,55 тс- м, длиной 10,1 м.
Конические железобетонные опоры могут быть закреплены
в грунте различными способами. Опоры длиной более 10,8 м за-
капывают на глубину около 4 м, обеспечивающую требуемую
устойчивость. Иногда эта устойчивость достигается установкой
одного верхнего или одновременно, верхнего и нижнего лежней
(рис. 91, а). Опоры длиной 10,8 м устанавливают на железобетонные
трехлучевые стаканные фундаменгы типа ТС (рис. 91,6). Это де-
лают и тогда, когда несущая способность грунта недостаточна для
обеспечения нужной устойчивости опор даже при наличии лежней
(например, в болотистой местности или на насыпях). В отдельных
случаях, если необходима рабочая высота опор более 9,6 м, на фун-
даменты типа ТС устанавливают и опоры длиной 13,6 м.
При необходимости на насыпях опоры длиной 10,8 м устанавли-
вают па сваях длиной 8-10 м (рис. 91, в). В пучинистых грунтах и
в районах вечной мерзлоты опоры устанавливают в котлованы,
огражденные деревянными коробами (рис. 91, г), засыпая пазухи
в верхней части дренирующим грунтом, а в сильно обводненных
грунтах, кроме того, применяя специальные обмотки.
Анкерные железобетонные опоры образуют из опор с норма-
тивным изгибающим моментом 79 кН • м, усиленных продольными
оттяжками (одной или двумя). Закрепление в грунте анкерных опор
осуществляют так, как это показано на рис. 91, д. Для крепления от-
тяжек применяют специальный трехлучевой фундамент (анкер) типа
ТА, а под опоры устанавливают опорные плиты. Стрелками в под-
земной части опор на рис. 91 показаны реакции грунта, возникаю-
щие. при внешнем изгибающем моменте М.
Опоры, устанавливаемые в грунт непосредственно, называют
цельными, а закрепленные на фундаментах-раздельными. Раз-
дельные опоры после соединения с фундаментами типа ТС стано-
вятся неразъемными. Опоры, закрепленные на фундаментах друго-
го типа анкерными болтами, называют разъемными.
206
Металлические опоры. Такие опоры применяют обычно сквозно-
го типа; они представляют собой пространственные фермы
с четырьмя стойками из угловой стали, соединенными треугольной
решеткой. Эти опоры (рис. 92) имеют пирамидальную форму со
сбегом в обеих плоскостях. Например, для опор гибких поперечин
сбег составляет 53-68 мм/м в рабочей плоскости и 27-40 мм/м
в нерабочей. Опоры выполняют из отдельных поясов высотой
5-7 м, соединенных болтами или сваркой (на рис. 92 показана схема
металлической опоры из двух поясов).
С целью экономии металла стойки разных поясов могут быть
изготовлены из профилей различного сечения, а элементы, рабо-
тающие только на растяжение, принимают меньшего размера, чем
аналогичные, работающие на сжатие с продольным изгибом. При
этом экономия металла составляет в среднем 4-5% массы опоры.
Такие опоры называют направленными и обозначают буквами МН.
Опоры, допускающие анкеровки каких-либо проводов, т. е. нагру-
женные в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, выполняют
нанаправленными и обозначают одной буквой М.
Типовые металлические опоры маркируют по схеме А- - Д, где
н
А-характеристика конструкции опоры (направленная или ненаправ-
ленная); М-значение нормативного изгибающего момента, тс-м,
относительно основания опоры (при опорах, допускающих анкеров-
ку проводов, указывают два значения-во взаимно перпендику-
лярных плоскостях); Н-длина опоры, м; Д-год выпуска типового
проекта, указываемый двумя последними цифра-
ми. Например:
МН-^у~73-металлическая направленная опо-
ра, рассчитанная на изгибающий момент 45 тс • м,
длиной 15 м, типовой проект 1973 г.;
М- -73 - ненаправленная металлическая
опора, рассчитанная на изгибающие моменты 65
и 25 тс-м, длиной 15 м, типовой проект 1973 г.
Основные данные типовых металлических
опор, разработанных в Трансэлектропроекте,
приведены в табл. 52.
Кроме опор, указанных в табл. 52, в Трансэ-
лектропроекте разработаны консольные металли-
ческие опоры для применения в северных райо-
нах (марки МС) и для промышленных районов
с агрессивными средами (марки М). Эти опоры
рассчитаны на те же нормативные изгибающие
моменты, что и железобетонные марки СКЦ, т. е.
4,5; 6; 8 и 10 тс-м, при высоте 9,6 м и на 6; 8
и 10 тс-м при высоте 11,6 м. Анкерные опоры
рассчитаны на нормативные изгибающие мо-
Рис. 92. Схема ме-
таллической опо-
ры:
1 - раскос решетки;
2-стойки пояса I;
3 - соединительные
стыковые накладки;
4-диафрагмы;
5-стойки пояса II
207
менты поперек пути 6; 8 и 10 тс-м при высоте 9,6 м, 8 и 10 те м
при высоте 11,6 м. На этих опорах устанавливают одну или две от-
тяжки, расположенные в плоскости анкеровки. Конструктивно опоры
выполнены решетчатыми с поясами из швеллеров от № 14 до № 18
и решеткой из уголков 32 х 32 х 4. Закрепление металлических опор
в грунте осуществляют с помощью фундаментов различных типов.
Для легких консольных опор могут быть применены призматиче-
ские или двутавровые железобетонные фундаменты (рис. 93, а).
Мощные металлические опоры обычно устанавливают на раз-
дельные железобетонные блоки типа ФР, один из которых работает
на погружение, а другой на выдергивание (рис. 93, б), или приме-
няют ростверк со сваями, часть которых работает на погружение,
а часть на выдергивание (рис. 93, в). Если окажется целесообразным
выполнять бетонные работы на месте, для мощных опор можно
применить монолитные ступенчатые фундаменты (рис. 93, г). Стрел-
ками в подземной части опор на рис. 93 показаны реакции грунта,
возникающие при наличии внешнего изгибающего момента М.
Таблица 52
Тип опоры Назначение Нормативные изгибающие моменты, кН-м Базы в плоскости большего момента, мм Масса, кг, при стыках
внизу наверху болтовых сварных
МН-—-73 15 МН-—-73 15 МН-^5-73 15 МН-^73 20 MH-i^-73 20 MH-15Q-73 20 Для гибких поперечин без анкеровки 343 441 637 637 1030 1471 1200 1500 1500 1800 2000 2000 400 500 500 600 800 800 782 851 1041 1284 1779 2127 765 834 1011 1252 1722 2059
м.45_-25_73 15 M_.65r25.73 15 То же с анке- ровкой 441 и 245 637 и 245 1500 1500 500 500 1194 1520 1176 1486
М-15-73 - 13 М-—-73 13 Для двухпут- ных консолей 98 147 1000 1000 500 500 Не при- меняют То же 482 559
М-1(НР-73 10 П р и м е ч а н Для однопут- ных консолей ие. На опоре М- 98 и 392 10-40 ______ -73 можв 10 1500 о осуществ 835 (ить анкеро » вку одной 790 перегонной
подвески с двумя контактными проводами или двух станционных подвесок с одной стороны
опоры при одновременной нагрузке в плоскости поперек пути. При отсутствии этой нагрузки
можно анкеровать вместе перегонную и станционную подвески с одной стороны опоры,
а также использовать эту опору в качестве угловой для питающей линии.
208
Рис. 93. Схемы заделки в грунт металлических опор: на призматическом фундамен-
те (а), на раздельных блоках (б), на ростверке со сваями (в) и на монолитном сту-
пенчатом фундаменте (г)
Для установки металлических опор в северных районах и в рай-
онах с агрессивными средами разработаны специальные железобе-
тонные и свайные фундаменты, рассчитанные на применение при
расчетных температурах до -- 65 °C. В маркировке таких фундамен-
тов добавляется буква С, указывается длина фундамента и норма-
тивный момент по прочности блока, соответствующий норматив-
ной несущей способности опоры, для которой данный фундамент
предназначен. Например, ФТС-4,0-8,0 означает: фундамент трехлу-
чевой, северного исполнения, длиной 4 м, нормативный момент
8 тс-м.
Соединение оснований металлических опор с фундаментами во
всех случаях осуществляют с помощью анкерных болтов, заклады-
ваемых в тело фундаментов. Для заделки опор в скальных грунтах,
а также в вечномерзлых грунтах или с большой глубиной сезонного
'промерзания и в других случаях, когда требуемая устойчивость
опор и долговечность- фундаментов не обеспечиваются описанными
выше способами, разрабатывают специальные конструкции.
Для удобства пользования материалами данной главы приведем
принятые ниже основные условные обозначения:
G- вертикаль пая нагрузка;
Рв-горизонтальная нагрузка от давления ветра;
Риз-горизонтальная нагрузка от излома проводов;
Нп- горизонтальная составляющая натяжения поперечного несущего троса гибкой
поперечины;
Нф-натяжение фиксирующего троса;
z-расстояние от оси опоры до точки приложения вертикальной нагрузки;
h -высота точки приложения горизонтальной нагрузки относительно уровня ус-
ловного обреза фундамента для железобетонных опор или относительно осно-
вания металлических опор.
Кроме того, применены различные индексы, обозначающие рас-
четную величину: п-контактная подвеска и поперечный несущий
трос; и-.несущий трос; к-контактный провод (провода); у-усили-
вающий провод; пр-любой воздушный провод (кроме усиливаю-
щего); оп-опора; кн-консоль; кр-кронштейн; пт-пята консоли;
ф-фиксирующий трос.
209
34. Подбор консольных и фиксирующих опор
Подбор типовых консольных и фиксирующих опор выполняют
так, чтобы при наиболее невыгодном сочетании внешних нагрузок
создаваемый ими нормативный изгибающий момент не превышал
допускаемого в расчетном сечении опоры. Для этого необходимо
правильно выбрать расчетный режим, расчетное направление ветра
и расчетное сечение опоры. В табл. 53 приведены условия, которые
нужно учитывать при подборе указанных опор в случаях использо-
вания полукомпенсированных подвесок и однопутных консолей.
Для подбора консольной опоры, например переходной с полу-
компенсированными подвесками, нужно определить изгибающие
моменты от внешних сил 10 раз (3 расчетных режима, при двух из
них 2 направления ветра и во всех случаях 2 расчетных сечения
опоры), после чего выбрать из них максимальные для расчетных се-
чений опоры. При компенсированных подвесках число расчетов для
определения изгибающих моментов от внешних сил сокращается,
так как отпадает необходимость проверки режима минимальной
температуры. В этом случае для подбора переходной консольной
опоры достаточно выполнить 8 расчетов (2 режима, 2 направления
ветра и 2 расчетных сечения опоры). Определение необходимых на-
грузок производят в соответствии с материалами, приведенными
в гл. II.
При расположении опоры на сопряжении прямого и кривого
участков пути для определения действующих на опору нагрузок
можно использовать формулы, приведенные в § 7, или способ, ко-
торый предложен в Трансэлектропроекте. Этот способ предусмат-
ривает графическое определение эквивалентного радиуса кривой
ЯЭкв, при котором нагрузка от излома проводов, определяемая по
формуле (33), будет равна нагрузке при действительном расположе-
Таблица 53
Типы опор Место установки опор Расчетные режимы Расчетные нап- равления ветра Расчетные сечения опоры
Консольные промежуточные Прямая Внешняя сто- рона кривой Гололед с вет- ром; макси- мальный ветер Гололед с вет- ром; макси- мальный вет ер; минимальная температура То опоры же на Условный обрез фундамента или основание То же
Внутренняя сторона кривой То же От опоры на путь; от пути на опору Условный обрез фундамента или основание; уро- вень пяты консоли
Консольные переходные Везде » То же То же
Фиксирующие Везде » От опоры путь на Условный обрез фундамента
210
хп,м W 10 0 10 W хк, м
Рис. 94. Графическое определение эквивалентного радиуса кривой
нии опоры. Для выбора значения КЭкв, которое нужно подставить
в формулу (33), разработаны вспомогательные графики. Часть
одного из них для примера показана на рис. 94, где приняты сле-
дующие условные обозначения: R-радиус кривого участка пути, м;
/к-длина пролета в сторону кривого участка пути, м; /п-то же,
в сторону прямого участка пути, м; хк-расстояние от начала кри-
вой до расчетной опоры при ее расположении на кривом участке
пути, м; хП“ расстояние от начала кривой до расчетной опоры при
ее расположении на прямом участке пути, м.
Штриховой линией на рис. 94 показана последовательность
определения R3KB при R = 600 м, /к ~ 50 м, /п ” 60 м, хп ~ 15 м. Ис-
комое значение ЯЭкв составляет 1100 м.
На линиях с электровозной тягой для грузовых поездов, в со-
ответствии с ВНТП-81, опоры контактной сети должны быть рас-
считаны на участках переменного тока на подвеску одного усили-
вающего провода А-185, а на участках постоянного тока-на
подвеску двух таких же проводов. В последнем случае в межпод-
станционных зонах с расчетными подъемами на г/8 расстояний от
тяговых подстанций опоры должны быть рассчитаны на подвеску
трех усиливающих проводов А-185. Чтобы подвесить указанные
усиливающие провода на тех же опорах, которые использованы для
закрепления кронштейнов для проводов ЛЭП 6-10 кВ или ДПР, не-
обходимы специальные надставки. Такие надставки разработаны
в Трансэлектропроекте для электрифицированных линий постоян-
ного и переменного тока.
На рис. 95 показаны примерные расчетные схемы для подбора
промежуточных и переходных опор на участках переменного и по-
стоянного тока для тех случаев, когда на этих опорах, кроме прово-
дов линий питания нетяговых потребителей, подвешены еще и уси-
ливающие провода. При отсутствии усиливающих проводов над
контактной подвеской эти же схемы можно использовать для под-
бора опор, принимая все нагрузки от усиливающих проводов
равными нулю.
211
На расчетных схемах рис. 95 горизонтальные силы условно обо-
значены одной буквой, однако каждая из них определяется выраже-
нием
Л- ±р'±ериз, (433)
где Рр-нагрузка от ветра;
суммарная нагрузка от излома проводов на кривых участках пути, отво-
дах на анкеровку и др.
Положительные знаки в выражении (433) принимают при
направлении действия нагрузок от опоры на путь, а отрицательные
знаки-от пути на опору.
Точки приложения нагрузок на рис. 95 соответствуют действи-
тельному положению проводов. Это не позволяет при подвесных
изоляторах точно определить длину плеч для вычислений изгибаю-
щих моментов, так как не учитывается наклон гирлянд изоляторов.
Однако получаемая ошибка незначительна, вследствие чего указан-
ное уточнение в расчеты не вводят. При необходимости углы на-
клона изоляторных гирлянд в различных условиях могут быть
определены с помощью материалов § 29.
Равномерно распределенные нагрузки от веса консолей
и кронштейнов для упрощения расчета обычно заменяют сосредо-
точенными и приложенными на половине длины горизонтальной
проекции данной конструкции. Такое допущение не дает заметной
погрешности в результатах расчетов, так как определяемые этими
Рис. 95. Примерные расчетные схемы для подбора промежуточных и переходных
консольных опор на линиях переменного (а) и постоянного (б) тока
212
нагрузками изгибающие моменты незначительны по сравнению
с другими. Равномерно распределенную нагрузку от ветра на опору
также заменяют сосредоточенной и приложенной в середине рас-
сматриваемой части опоры.
Наличие двух подвесок и консолей на переходных опорах учиты-
вают соответствующим увеличением вертикальных и горизон-
тальных нагрузок. Например, для переходной опоры на кривой
в нормальных условиях горизонтальная нагрузка от проводов цеп-
ной подвески
= ± 2Р' ± 2<зкр - Р'ханс, (434)
где ^изКр- усилие от излома провода i на кривой (« + » при установке опоры
с внешней стороны кривой, « — »-с внутренней);
Ризанк-усилие от излома провода i при отводе его на анкеровку.
С учетом указанных условий и допущений суммарный изгибаю-
щий момент относительно условного обреза фундамента для схемы
рис. 95 при режиме j
Ипр
Moj 3“ ^кн^кн/^кн ^кру/^кру 22 ^np/^npz ~ ^кр^кр/^кр i ^Н/^Н i
i = 1
ппр
± pKjhK ± 22 ^npjAip/ i ^PyJ^y ± Роп/^ОП ’ (435)
Z- 1
а изгибающий момент относительно уровня крепления пяты консо-
ли при том же режиме j
±Ponj(h-hm)2/(2h). (436)
В формулах (435) и (436) ип, икн, нкр, пу и ипр-соответственно число подвесок, консо-
лей, кронштейнов и проводов.
Если на опорах имеются какие-либо провода, не показанные на
схемах рис. 95, изгибающие моменты от нагрузок, создаваемых
этими проводами и их кронштейнами, учитывают при определении
суммарных моментов Мо и Мпт аналогично тому, как это сделано
в формулах (435) и (436) для величин с индексами «пр» и «кр».
Допускаемый нормативный изгибающий момент для железобе-
тонных опор на уровне пяты консоли обычно принимают равным
50% значений, указанных в табл. 51. Примерная эпюра допускаемых
нормативных моментов показана на рис. 96.
При подборе фиксирующих опор и фиксации проводов двух
контактных подвесок одной оттяжкой (рис. 97, а) усилие, действую-
щее на опору вместе крепления оттяжки, при любом числе фикси-
руемых. подвесок определяется выражением
(437)
213
Рис. 96. Примерная эпю-
ра допустимых норма-
тивных моментов на же-
лезобетонную опору в за-
висимости от длины
опоры Н
При фиксации контактной подвески дву-
мя оттяжками, т. е. отдельно несущего троса
и контактного провода (рис. 97, б), каждое из
двух усилий определяют по формуле (433).
Отрицательные знаки в формулах (433)
и (437) в случае подбора фиксирующих опор
для одной подвески учитывают, лишь про-
веряя усилия в оттяжке, так как она должна
работать только на растяжение. Если фикси-
руется несколько подвесок, отрицательные
знаки рассматривают при использовании
фиксирующих поперечин, чтобы выяснить
наиболее неблагоприятные условия нагруз-
ки каждой из опор поперечины.
Изгибающие моменты относительно ус-
ловного обреза фундамента для схемы
рис. 97, а определяют как
О “Ь -^оп^оп>
(438)
а для схемы рис. 97,6 (при нескольких подвесках)
Мо — +
^°ОП^ОП 5 (439)
где ин и пк-соответственно число несущих тросов и контактных проводов.
Подбор консольных и фиксирующих опор может быть также
осуществлен по методике, разработанной в Трансэлектропроекте.
Эта методика использует ряд вспомогательны , материалов, в ко-
торых для различных условий приведены изгибающие моменты
в расчетных сечениях опоры от отдельных нагрузок. Суммарный
изгибающий момент относительно нужного расчетного сечения
определяется по формуле
1 = 8
Mi,
i= 1
Рис. 97. Примерные расчетные схемы для подбора фиксирующих опор при одной
(д) и двух (б) фиксирующих оттяжках
214
Рис. 98. Схемы установки оттяжек на анкерных опорах:
д-при совместной анкеровке проводов компенсированной подвески; б-при раздельной анке-
ровке проводов полукомпенсированной и компенсированной подвесок; в-для опор средней ан-
керовки компенсированной подвески и при анкеровке усиливающих проводов
где -момент от веса подвески с гололедом;
М2-момент от давления ветра на провода контактной подвески;
7И3-момент от излома на кривой проводов контактной подвески;
М4-момент от излома проводов подвески при их отводах на анкеровку;
М5-момент от веса усиливающих или других проводов;
М6-момент от давления ветра на усиливающие или другие провода;
Му-момент от излома на кривой усиливающих или других проводов;
Mg —момент от зигзагов контактных проводов (учитывается только при опре-
делении момента относительно условного обреза фундамента).
Анкерные железобетонные опоры, которые применяют только
с оттяжками (рис. 98), подбирают для нормального режима работы
аналогично промежуточным опорам и проверяют для аварийного
режима при обрыве несущего троса. В последнем случае имеет ме-
сто косой изгиб, при котором должно быть соблюдено условие
М'>]/мГ+м1,
(441)
где М'-допускаемый момент при косом изгибе, определяемый по табл. 54;
Мп-изгибающий момент поперек пути;
Мв-то же вдоль пути (см. табл. 54).
Таблица 54
Расчетное сечение опоры Значение М', кН-м, для опор с нормативным моментом, кН-м кН-м £> ’
44 59 79 98
Условный обрез фундамента 79,3 ‘ 96,2 127,9 149,3 h'H - h'K' К к
Уровень крепления нижней оттяжки 51,1 57,5 95,7 105,9 (й'н-й'к)Я
Примечание. Расстояния h'H и -Ji' показаны на рис. 98,6, Н-натяжение анкеруемых
проводов со стороны противоположной анкеровке несущего троса; К'-натяжение контакт-
ного провода при обрыве несущего троса.
215
‘Рис. 99. Примерная расчетная схема
для подбора опоры с двухпутной кон-
солью
Определение максимального
изгибающего момента в плоско-
сти поперек пути производится
так же, как и для промежуточных
или переходных опор, в соответ-
ствии со схемой нагрузок опоры
в этой плоскости.
Данные оттяжек из круглой
стали, применяемых в различных
условиях на анкерных железобе-
тонных опорах, приведены
в табл. 55.
Для подбора опоры с двухпут-
ной ' консолью можно использо-
вать схему рис. 99. Как правило,
такие опоры выполняют металли-
ческими (см. табл. 52), но в от-
дельных случаях применяют и
спаренные железобетонные опоры
длиной 13,6 м, устанавливая их на фундаменты типа ТС. В пос-
леднем случае допускаемые изгибающие моменты относительно
уровня обреза фундамента для каждой опоры могут быть уве-
личены по сравнению с указанными в табл. 51: примерно па 20%
для опор с нормативным моментом 44кН-м, на 15% для опор
с нормативным моментом 59кН-м и на 10% для опор с норма-
тивным моментом /9 кН • м.
Изгибающий момент у основания металлической опоры (или
обреза фундамента железобетонной опоры) определяют как
Таблица 55
Тип подвески" Вид анкеровки Схема рис. 98 Диаметр оттяжки, мм Масса оттяжки, кг Схема рис. 98 Диаметр оттяжки, мм Масса оттяжки, кг
Компенсиро- ванная Компенсиро- ванная Переменный ток Постоянный ток
а 24 97,5
Жесткая б 20 148,5 б 20 150
Полу компен- сированная Компенсиро- ванная Жесткая
Компенсиро- ванная Средняя в 20 94,5 в 20 96
Примечание. Оттяжки для опор с анкеровкой усиливающих проводов такие же, как
при средней анкеровке компенсированной подвески.
216
(442)
а изгибающий момент относительно уровня крепления пяты кон-
соли
ИП ПУ
^Тпт ~ Zj &nizni + Л. ^yjZyj ^кн^кн
i = 1 < j = 1
+ GCTzCT + Роп (/i - hm )2/ (2/i), (443)
где Пу-число мест подвеса усиливающих проводов.
Число и расположение проводов на рис. 99 показаны условно.
При ином числе или расположении проводов фррмулы (442) и (443)
следует соответствующим образом откорректировать.
35. Подбор опор для жестких поперечин
Типовые опоры (стойки) жестких поперечин подбирают, поль-
зуясь разработанными в Гипропромтрансстрое таблицами норма-
тивных изгибающих моментов на уровне условного обреза фунда-
мента, действующих поперек и вдоль пути. Мощность стоек
подбирают по наибольшему из этих моментов исходя из принципа
независимости их действия. Таблицы составлены применительно
к условиям линий переменного и постоянного тока, для опор без
устройств освещения и при их наличии, с фиксирующим тросом
и фиксаторными стойками при различных значениях скорости ветра
(25, 30, 35 и 40 м/с). В этих таблицах указаны также моменты от из-
лома проводов, возникающие при расположении подвесок на
кривых участках пути и отводе проводов в сторону от прежнего
направления.
Для примера в табл. 56 приведена часть такой таблицы для
опор с фиксирующим тросом на линии переменного тока при нали-
чии устройств освещения и скорости ветра 30 м/с. Изгибающие мо-
менты на кривых участках пути подсчитаны при расположении на
кривых всех подвесок перекрываемых путей и направлении ветра
в ту же сторону, в которую направлены усилия от излома на кри-
вой. Если часть путей расположена на прямой, а часть на кривой
(при этом радиусы кривых могут быть различными) или моменты
от излома проводов на кривых и от давления ветра действуют
в разных направлениях, .суммарные изгибающие моменты поперек
пути следует определять, прибавляя к моментам на прямом участке
пути моменты от излома на кривых соответствующего числа под-
весок. Последние вычисляют' с помощью данных, приводимых в та-
блицах типа табл. 57.
При отводах проводов с тангенсами угла излома, равными /6,
1/ю и 715? изгибающие моменты соответственно составляют: 27,5;
217
Таблица 56
Основная длина поперечины, мм, и нормативные моменты вдоль пути, кН-м Число не- рекрыва- емых пу- тей Нормативные моменты поперек пути, кН • м
на прямой при пролетах, м на кривой Я = 1500 м при пролетах, м на кривой А =1000 м при пролетах, м на кривой R — 600 м при пролетах, м
70 60 50 60 50 60 50 50 40
30260 4 58,8 54,9 50,0 71,6 64,7 80,4 72,6 85,3 72,6
5 63,7 58,8 53,9 80,4 72,6 90,2 80,4 98,1 84,3
72,6. 6 68,6 62,8 56,9 88,3 77,5 101,0 88,3 109,8 93,2
34010 5 65,7 60,8 55,9 82,4 74,5 92,2 82,4 100,0 86,3
6 70,6 65,7 59,8 91,2 80,4 104,0 91,2 112,8 97,1
81,4 7 75,5 69,6 62,8 99,0 87,3 113,8 99,0 123,6 104,9
39165 6 76,5 70,6 64,8 96,1 85,3 108,9 96,1 117,7 102,0
7 80,5 74,5 67,7 104,0 92,2 118,7 104,0 128,5 109,8
98,1 8 85,3 78,5 71,6 111,8 99,0 128,5 113,8 141,2 122,6
44165 7 86,3 79,4 73,5 108,9 98,1 123,6 109,8 134,4 116,7
8 91,2 83,4 76,5 116,7 104,0 133,4 118,7 146,1 125,5
116,7 9 95,1 87,3 80,4 124,5 111,8 143,2 127,5 158,9 135,3
Примечания. 1. Все моменты указаны для одиночных стоек; при спаренных стойках
их надо увеличить на 0,566г-10’2 кН м (где г-расчетная скорость ветра, м/с).
2. Перекрытие девяти путей указано условно, это возможно только при уменьшенных
междупутьях.
3. В числителе - основная длина, в знаменателе—нормативный момент.
Таблица 57
Радиус Длина Изгибающие моменты, кН м, от проводов
кривой, м пролета, МФ- МФ- М-120 ПБСМ-95 ПБСМ-70
1V1 100 85
1 2 1 2 1 2
60 1,8 1,5 3,5 3,1 3,5/3,1 2,9/2,8 -/2,9 2,4/2,6
1500 55 1,6 1,4 3,2 2,9 3,2/2,9 2,7/2,5 -/2,7 2,2/2,3
50 1,5 1,3 2,9 2,6 2,9/2,6 2,5/2,3 -/2,5 2,0/2,1
60 2,7 2,3 5,3 4,7 5,3/4,7 4,4/4,! -/4,4 3,5/3,8
1000 55 2,4 2,1 4,9 4,3 4,9/4,3 4,0/3,8 -/4,0 3,2/3,5
50 2,2 1,9 4,4 3,9 4,4/3,9 з,7/3,4 -/3,7 2,9/3,2
50 3,7 3,2 7,4 6,5 7,4/6,5 6,1/5,7 -/6,1 4,9/5,3
600 45 3,3 2,8 6,6 5,9 6,6/5,9 5,5/5,2 -/5,5 4,4/4,8
40 3,0 2,5 5,9 5,2 5,9/5,2 4,9/4,6 -/4,9 з,9/4,3
Примечания. 1. Значения моментов приведены для одной подвески на поперечине
с фиксирующим тросом.
2. Для проводов М-120, ПБСМ-95 и ПБСМ-70 в столбце 1 приведены данные, соот-
ветствующие компенсированной подвеске, в столбце 2-полукомпенсированной.
3. В числителе приведены данные для линий постоянного тока, в знаменателе-для
линий переменного тока.
218
Таблица 58
Дополнительные моменты, кН м
Марка Расчетная на прямой с про- на кривой на кривой на кривой
провода скорость ветра, м/с летами R= 1500 м с R = 1000 м с А*=600 м с
70 м 50 м пролетом 60 м пролетом 60 м пролетом 50 м
25 2,8/2,5 2,0/1,8 з,3/3,0 3,8/3,4 3,9/3,5
А-185 30 3,9/3,5 2,8/2,6 4,3/3,9 4,8/4,3 4,8/4,3
35 5,4/4,9 3,8/3,5 5,6/5,0 6,6/5,5 5,9/5,3
40 7,1/6,4 5,0/4,5 7,0/6,3 7,5/6,8 7,1/6,4
25 2,0/1,8 1,4/1,3 2,6/2,4 2,9/2,8 3,2/2,9
АС-70/11 30 2,6/2,4 1,9/1,7 3,0/2,8 3,5/3,1 3,6/3,3
35 3,5/3,1 2,6/2,3 3,9/3,5 4,3/3,9 4,3/3,9
40 4,6/4,1 3,3/2,9 4,8/4,3 5,2/4,7 5,1/4,6
25 1,3/1,2 1,0/0,9 1,6/1,5 1,9/1,7 2,0/1,8
АС-35/6,2 30 2,0/1,8 1,4/1,3 2,2/2,0 2,4/2,2 2,4/2,2
35 2,6/2,4 ' 1,9/1,7 2,8/2,5 2,9/2,7 2,8/2,6
40 3,4/3,0 2,5/2,2 3,3/3,0 3,6/3,2 3,4/3,1
Примечание. В числителе приведены данные для стойки, на которой закреплен
кронштейн с проводами, в знаменателе-для второй стойки.
16,7 и 10,8 кН м для подвески М-120 + 2МФ-100; 18,6; 11,8
и 7,9 кН-м для подвески ПБСМ-95 + МФ-100 и 15,7; 9,8 и 6,9 кН-м
для подвески ПБСМ-70 + МФ-85.
Если с полевой стороны опоры закреплены различные провода,
изгибающие моменты поперек пути, определенные по табл. 56 и 57,
нужно увеличить на соответствующие значения, часть которых для
примера приведена в табл. 58. Данные в этой таблице указаны для
одного провода при закреплении кронштейна с проводами на
одной из стоек так, что основной элемент кронштейна расположен
на 0,7 м ниже жесткой поперечины. Имеются аналогичные таблицы
для других проводов и при других способах крепления поддержи-
вающего кронштейна. ' *
Значения изгибающих моментов, приведенные в табл. 57 и 58 (а
также при отводах проводов), вычислены при определенных натя-
жениях проводов, принятых проектировщиками. В конкретных ус-
ловиях эти моменты нужно уточнить в соответствии с теми натяже-
ниями, которые заданы в данном расчете, по формулам, приве-
денным в § 7.
В тех случаях, когда длина жесткой поперечины принята меньше
основной (см. табл. 41), изгибающие моменты вдоль пути от ветро-
вой нагрузки могут быть пересчитаны по формуле
М' = Мсв + 0,5МпвГ/Ьр, (444)
где Мв-уточненный изгибающий момент от давления ветра на стойку
и поперечину;
Мсв-момент от давления ветра на стойку;
Мпв-то же на поперечину;
Lp-основная расчетная длина поперечины;
L'-принятая (уменьшенная) длина поперечины.
219
Таблица 59
Основная длина по- перечины, мм Изгибаю- щие мо- менты Значения изгибающих моментов, кН • м, при скоростях ветра, м/с
25 30 35 40
Любая 3,5 5Д 7,0 9,0
30260 мв 66,9/94,3 37,0/50,7 96,3/134,9 53,3/72,6 131,0/185,0 72,5/99,4 171,2/241,6 94,6/129,8
34010 Х7ПВ мв 75,1/106,0 41,1/56,5 108,2/152,7 59,2/81,4 147,3/207,8 80,6/110,8 192,4/271,4 105,2/144,7
39165 ^пв мв 94,1/129,7 50,6/68,5 135,5/186,0 72,9/98,1 184,6/254,3 99,2/134,2 241,0/332,2 129,5/175,1
44165 ^пв Мв 114,8/154,9 67,9/81,0 165,3/223,1 87,8/116,7 225,0/303,7 119,4/158,9 293,9/396,7 155,9/207,1
Примечание. В числителе приведены данные для поперечин без устройств освещения,
а в знаменателе-при наличии таких устройств.
В качестве примера значения Мсв, Мпв и Мв для некоторых по-
перечин приведены в табл. 59 (где Мв-изгибающий момент на
стойку и поперечину с основной длиной).
36. Подбор опор для гибких поперечин
В соответствии с расчетной схемой рис. 100 изгибающий мо-
мент от внешних сил относительно основания опоры определится
как
Afo = Hnhn + + ТТф/гнф + Роп hOYl. (445)
Значения усилий Нп (горизонтальная составляющая натяжения
поперечного несущего троса), Нф (натяжение верхнего фиксирующе-
го троса) и Нф (натяжение нижнего фиксирующего троса) должны
быть подсчитаны по материалам § 26. Расчетным для подбора
опор гибких поперечин, как правило, является режим гололеда с ве-
тром, определяющий максимальное усилие в поперечном несущем
тросе. В отдельных случаях (при небольшом поперечном пролете)
расчетным может быть режим максимального ветра. Расчетным се-
чением всегда является основание опоры.
В Трансэлектропроекте применяют способ подбора опор гибких
поперечин, основанный на использовании специально разрабо-
танных для этой цели вспомогательных материалов, позволяющих
существенно сократить время, необходимое для определения изги-
220
бающего момента от внешних сил. Сна-
чала подготавливают условную расчет-
ную схему, для чего определяют среднее
междупутье по формуле
«ср = k/(n + 1), (446)
где 1п-длина поперечного пролета, м;
и-число нагрузок.
Для схемы расположения путей рис.
101, а среднее междупутье составляет
5,33 м. При расстояниях между нагрузка-
ми, меньших 0,5пСр, нагрузки совмещают-
ся, а при расстояниях, превышающих
1,5пср, вводится фиктивная нагрузка (край-
няя справа на схеме рис. 101,6). Каждой
из нагрузок расчетной схемы, включая
фиктивные, присваивается номер, начиная
Рис. 100. Примерная расчет-
ная схема для подбора
опоры гибкой поперечины
с нагрузок, расположенных наиболее близко к опорам. Таким
образом, нагрузки в средней части пролета получают наиболь-
шие номера, а при нечетном числе нагрузок наибольший номер
имеет средняя из них.
Суммарный изгибающий момент от всех внешних сил относи-
тельно основания опоры определяют как
м0 = мг -ь м2 + м3 + м4 + м5,
(447)
где -момент от вертикальных нагрузок, кН -м;
М2~момент от действия ветра на провода, кН-м;
М3-суммарный момент от затяжки фиксирующих тросов и от действия ветра
на опору, кН-м;
М4-момент от излома проводов на кривых участках пути, кН-м;
М5-момент от излома проводов при изменении их направления, кН-м.
Изгибающий момент от вертикальных нагрузок
Mi Л.М (осгл И1гл T otCT шст + осПр л1Пр),
(448)
где АМ-удельный изгибающий момент, кН-м;
агл, Ост, оспр-поправочные коэффициенты для подвесок главных и станци-
онных путей или других проводов;
тгл, И1ст, шПр-сумма номеров нагрузок на главных и станционных путях
(без учета фиктивных).
Удельный изгибающий момент AM определяют в зависимости
от размера нср но специально подготовленным графикам, один из
которых для примера приведен на рис. 102. Такие графики имеются
для станционных подвесок линий переменного и постоянного тока
при различных условиях гололедных образований. Поправочные
коэффициенты ос находят по графикам, один из которых показан на
рис. 103 (для условий, принятых при построении графика на
рис. 102). Значения поправочных коэффициентов зависят от типа
подвески и длины продольного пролета /. Аналогичные графики
могут быть построены и для любых других проводов, закре-
пленных на поперечном несущем тросе гибкой поперечины.
221
Таблица 60
Скорость ветра, м/с Толщина стенки го- лоледа, мм Изгибающие моменты М', даН-м/м, для подвесок
М-120 4- + 2МФ-100 ПБСМ-95 4- + 2МФ-100; М-95 + + 2МФ-100 ПБСМ-70 4- -1-МФ-100 ПБСМ-70 + 4-МФ-85; С-70 + МФ-85
25 — 11,94 11,24 9,49 9,09
30 — 17,26 16,19 13,65 13,14
35 — 23,42 22,07 18,55 17,87
5 9,77 9,49 8,35 .8,09
18 10 13,48 13,01 11,79 11,75
15 17,02 16,69 15,05 14,97
20 20,69 20,25 18,46 18,24
Изгибающий момент от действия ветра на провода
М2 — -Г I(М' игл 4- М' пст) 10 2
X, X 1 J1 1 J I 1 Kz JL '
где и М^,-изгибающие моменты от давления ветра на 1 м подвески со-
ответственно главных и станционных путей, даН м/м;
игл и ист-число подвесок соответственно на главных и станционных
путях.
Изгибающие моменты М^л и Мст находят по специально подго-
товленной таблице, составленной для различных подвесок и раз-
личных ветровых и гололедных условий. Некоторые данные из нее
приведены для примера в табл. 60. Суммарный изгибающий мо-
мент от затяжки фиксирующих тросов । и действия ветра на опору
М3 также находят по специально подготовленной таблице, выдерж-
ки из которой для примера приведены в табл. 61.
Изгибающий момент от излома проводов на кривых участках
пути
м4 = ± £ + 10"2
i= 1 К
(450)
где 7} и К*-натяжения соответственно несущего троса и контактного прово-
да подвески типа i, даН;
/*вф и /гнф-высота крепления соответственно верхнего и нижнего фиксирую-
щих тросов относительно основания опоры, м;
rij-число подвесок типа i на кривой радиусом R;
/к-длина пролета на кривом участке пути, м.
Рис. 101. Схема расположения путей
в поперечном пролете («) и условная
расчетная схема (б): утолщенные ли-
нии-главные пути и соответствующие
им нагрузки; тонкие линии-осталь-
ные станционные пути и соот! етст-
вующие им нагрузки
222
Рис. 102. Значения AM для станционной
подвески ПБСМ-70 + МФ-85 при толщи-
не стенки гололеда 10 мм и числе попе-
речных несущих тросов 2 (сплошные ли-
нии) и 4 (штриховые)
Рис. 103. Зависимости поправочного
коэффициента а от длины / пролета
для различных подвесок, закре-
пленных на поперечном несущем тро-
се при толщине стенки голодеда, рав-
ной 10 мм
Изгибающий момент от излома проводов при изменениях их
направления
м5= ± £ (Т^т,-+ КДфМ,.)‘g р •10-2, (451)
где W1--число подвесок типа j, меняющих свое направление;
р—угол между прежним и новым направлением провода.
Знаки « + » в формулах (449)-(451) применяют при направле-
ниях усилий от подбираемой опоры к пути, а « — » от путей к этой
опоре.
Анкерные опоры гибких поперечин по моментам, действующим
поперек путей, подбирают аналогично изложенному выше, а вдоль
Таблица 61
Тип опоры Суммарный момент М3 кН-м, при режимах Тип опоры Суммарный момент М3, кН-м, при режимах
макси- мального ветра ско- ростью 30 м/с гололеда при ветре скоростью 18 м/с макси- мального ветра ско- ростью 30 м/с гололеда при ветре скоростью 18 м/с
35 , _ 105
МН-—73 59,8 21,2 МН--.,-73
15 20 97,1 51,0
45 МН-—73 15 66,7 26,1 МН-Ц^-73 2и
МН-— -73 71,6 43,7 Л к 45-25 м 77г—73
15 МН-— -73 20 91,2 45,7 15 .. 65-25 „ М- 15 73 76,5 45,7
223
пути допускают анкеровку одной станционной подвески. Если несу-
щая способность опоры поперек пути полностью не используется,
допускаемый изгибающий момент вдоль пути можно увеличить.
37. Подбор типовых конструкций
для закрепления опор в грунте
Условия заделки в грунт типовых железобетонных опор должны
быть такими, чтобы максимальный нормативный изгибающий мо-
мент действующий на опору на уровне условного обреза фун-
дамента (не выше допустимого момента для принятой опоры), не
превышал допустимого нормативного момента И" , обеспечиваю-
щего необходимую устойчивость опоры в грунте. '
Опоры без фундаментов могут быть закреплены в грунте как
без лежней, так и с лежнями для увеличения устойчивости. Тип леж-
ней указывают римскими цифрами, а число лежней-арабскими (на-
пример, I—II). Обычно используют только верхние лежни, но иногда
(в слабых грунтах) и нижние. При моменте, действующем в напра-
влении пути, верхние лежни устанавливают со стороны пути, а ниж-
ние со стороны поля. Если момент действует от пути, верхние леж-
ни ставят со стороны поля, а нижние со стороны пути. При
действии момента вдоль пути (стойки жестких поперечин) лежни
устанавливают перпендикулярно к пути. Лежни применяют в основ-
ном шириной 500 мм двух типов: I-длина 1000 мм, II-1800 мм.
Лежни типа III имеют ширину 600 мм и длину 800 мм.
В качестве примера в табл. 62 приведены значения моментов
Мф для бесфундаментных железобетонных опор при ширине зе-
мляного полотна 5,8 м. Устойчивость таких опор может быть по-
вышена установкой двух лежней типа II; при этом значения Мгр
(см. табл. 62) для лежня типа II должны быть увеличены
на 20%. ;
Таблицы, аналогичные табл. 62, разработаны и для ширины зе-
мляного полотна 7 м, а также для фундаментов ТС различной
длины (3,5; 4 и 4,5 м). В качестве примера в табл. 63 приведены мо-
менты М?р поперек и вдоль пути для спаренных стоек, устанавли-
ваемых при ширине земляного полотна 5,8 м на фундаментах ТС.
Моменты Мгр, приведенные в табл. 62 и 63 для различных условий
установки опор, рассчитаны в Гипропромтрансстрое при расчетной
глубине заделки опор от условного обреза фундамента и доле по-
стоянной нагрузки, равной 35% общей нагрузки. Если глубина за-
делки меньше расчетной, то значения М”р должны быть соответст-
венно уменьшены, а при другой доле постоянной нагрузки умно-
жены на поправочные коэффициенты:
Доля постоянной нагруз-
ки, %, не более 10 20 35 50 60 80 100
Поправочный коэффици-
ент 1,49 1,24 1,00 0,83 0,765 0,65 0,57
224
Указанные в табл. 62 и 63 (и ниже) расчетные сопротивления
грунта (при засыпке котлованов до плотности окружающего грунта
с учетом послойного уплотнения) относятся к следующим видам
грунтов: ОД МПа-пески пылеватые, глины, суглинки и супеси мяг-
копластичные; 0,15 МПа-пески мелкие, глины, суглинки и супеси
тугопластичные; 0,2 МПа-пески крупные и средней крупности,
глины, суглинки и супеси твердые.
В Гипропромтрансстрое разработаны также условия установки
железобетонных и свайных фундаментов под металлические опоры
контактной сети для северных районов и промышленных районов
с агрессивными средами. Эти данные разработаны применительно
к различным условиям установки (благоприятные, условно благо-
приятные и неблагоприятные) и приведены в таблицах, анало-
гичных табл. 62 и 63. Для установки в районах, где наблюдаются
Таблица 62
Место установки опоры Г абарит опоры, м Направле- ние действия момента Расчетное сопротив- ление грунта, МПа Моменты Мрр, кН-м, при высоте насыпи или глубине выемки, м
до 1 от 1 до 2 более 2
Без леж- ней При верх- нем леж- не Без леж- ней При верх- нем леж- не Без леж- ней При верх- нем леж- не
Насыпь 3,1 и 3,4 с при- - сыпкой К пути 0,10 0,15 0,20 82 122 172 118/147 164/205 74 103 145 100/125 139/175 197/- 61 84 120 82/103 115/143 162/203
От пути 0,10 0,15 0,20 54 76 ПО 76/91 107/127 151/179 43 60 84 54/65 76/90 107/127 35 50 71 45/54 63/65 88/106
3,4 без присып- ки К путь 0,10 0,15 0,20 70 97 137 96/122 133/169 188/- 60 83 118 82/104 115/145 162/205 50 70 98 69/86 95/121 135/171
От пути 0,10 0,15 0,20 56 78 111 72/86 100/121 141/171 38 54 76 49/59 69/82 i 97/117 29 41 58 38/45 53/64 75/90
Выемка 4,9 К пути 0,10 0,15 0,20 80 112 158 105/127 146/177 207/- 85 119 168 112/135 156/189 221/- 85 119 168 112/135 156/189 221/-
От пути 0,10 0,15 0,20 82 114 161 107/131 .150/183 212/- 90 127 178 120/146 168/204 90 126 178 120/146 167/204
5,7 К пути 0,10 0,15 0,20 105 147 208 135/161 188/- 95 132 187 122/144 170/202 101 141 200 129/155 181/-
От пути 0,10 0,15 0,20 НО 153 217 140/169 196/- ПО 153 217 140/169 196/- 122 170 240 166/187 218/—
Примечания. 1. В числителе приведены значения моментов при лежнях типа 1, в знаме-
нателе-при лежнях типа II.
2. Прочерки в таблице означают, что допускаемые моменты больше, чем максимальные
нормативные моменты двух опор.
3. Все моменты округлены до 1 кН-м.
8. Зак. 1448
225
Таблица 63
Место уста- новки опоры Габариты опор, м Длина фундамен- Моменты кН - м, при расчетном сопротивлении грунта, МПа
та, м 0,1 0,15 0,2 0,1 0,15 0,2
Насыпь высотой 3,1 3,5 4,0 4,5 П 103/69 165/129 255/203 оперск пу 142/94 223/171 -/280 ти 193/129 -/244 Вд 75 116 171 оль щ 101 159 235 ТИ 140 222
1-2 м 3,4 с при- сыпкой 3,5 4,0 4,5 156/109 244/171 280/257 211/149 -/235 287/209 -/- -/- 90 133 192 122 184 266 170 258
Выемка 4,9 3,5 4,0 4,5 124/151 186/240 164/220 254/— Ч- 233/- -/- 81 122 174 111 168 240 153 233
5,7 3,5 4;о 4,5 170/232 262/- 224/— -/- -/- -Л-Т.-4, । । । 114 165 247 157 227 220
Примечания. 1. В числителе указаны значения моментов при направлении их действия
к пути, в знаменателе-при направлении действия от пути на опоры.
2. Прочерки в таблице означают, что допускаемые моменты больше, чем максимальные
нормативные моменты двух опор.
3. Все моменты округлены до 1 кН-м.
сейсмические явления, рекомендуется при сейсмичности 7 баллов
расчетный момент, действующий на опору, увеличить на 10%, при
8 баллах-на 18% и при 9 баллах-на 35%.
Опорные плиты, выпускаемые трех типов (тип I-диаметром
0,75 м для установки в котлованы, образованные буровой машиной,
тип II-размером 0,65 х 0,65 м, тип III-размером 0,65 х 1,2 м), уста-”
навливают под консольные анкерные опоры в зависимости от натя-
жения в оттяжках и расчетного сопротивления грунта. Обычно при-
меняют плиты типов I или II, при усилиях в оттяжках от 41,2 до
68,6 кН и сопротивлении грунта 0,1 МПа-плиты типа III.
Трехлучевые анкеры к оттяжкам анкерных опор различают двух
типов: ТАЛ длиной 4 м и ТАЛ,5 длиной 4,5 м. Подбор анкеров; как
и опорных плит, выполняют в зависимости от усилий в оттяжках
и расчетного сопротивления грунта. При ширине земляного полот-
на 5,8 м подбор может быть осуществлен по табл. 64 таким обра-
зом, чтобы усилия в оттяжках не превышали значений, приве-
денных в этой таблице.
Таблица 64
Места установки опор Нормативные усилия в оттяжках, кН, при расчетном сопротивлении грунта, МПа
0,1 0,15 0,2 о,г 0,15 0,2
Анкеры ТА~4 Анкеры ТА-4,5
Нулевые места, насыпи
и выемки 34,3 53,9 53,9 49,0 60,8 60,8
Междупутья на станциях 53,9 67,7
226
При ширине земляного полотна 7 м анкеры типа ТА-4 на ну-
левых местах, насыпях и в выемках можно устанавливать при уси-
лиях в оттяжках до 57,8 кН, а анкеры ТА-4,5-при усилиях до
67,7 кН независимо от расчетного сопротивления грунта.
Разработаны также анкеры для применения в районах с рас-
четными температурами до — 65 °C (северного исполнения). Эти ан-
керы маркируют ТАС-4,0 и ТАС-4,5, аналогично приведенному
выше.
Таблица 65
Тип опоры Род блока • Типы блоков при расчетном сопротивлении грунта, МПа
0,1 0,15 0,2 0,1 0,15 0,2
Нулевы ки, насг е месте япи с пр 1, 'выем- шсыпкой Насып при гл 'и без щ 1барите Эо 3,4 л шсыпки опоры 1
МН-35/15-73 Растянутый ФР2-1 ФР1-1 ФР1-1 ФРЗ-1 ФРЗ-1 ФР2-2
Сжатый ФР2-1 ФР1-1 ФР1-1 ФР2-1 ФР1-1 ФР1-1
МН-45/15-73 Растянутый ФР2-1 ФР 1-2 ФР 1-2 ФР4-1 ФРЗ-1 ФРЗ-1
Сжатый ФР2-1 ФР1-) ФР1-1 ФРЗ-1 ФР1-1 ФР1-1
МН-65/15-73 Растянутый ФРЗ-2 ФРЗ-2 ФР2-2 — ФР4-2 ФР4-2
Сжатый ФР4-1 ФР2-2 ФР 1-2 — ФР2-2 ФР 1-2
МН-65/20-73 Растянутый ФРЗ-2 ФР2-2 ФР 1-2 ФР4-2 ФР4-2 ФР4-2
Сжатый ФРЗ-2 ФР 1-2 ФР 1-2 ФРЗ-2 ФР 1-2 ФР 1-2
МН-105/20-73 Любой — ФРЗ-2 ФРЗ-2 — — —
МН-150/20-73 Растянутый — ФР4-2 ФР4-2 — — —
Сжатый — ФРЗ-2 ФРЗ-2 — — —
м-45^5-73 15 Любой ФР4-2 ФРЗ-2 ФРЗ-2 ФР4-2 ФР4-2 ФР4-2
М-^5.73 15 Любой — ФРЗ-2 ФРЗ-2 — — —
м-ДНО.73 10 Любой ФРЗ-1 ФР2-2 Р г. ло ФР2-2 ФР4-1 ФР4-1 ФР4-1
Примечание. Для установки опоры М—— -73 блоки фундамента разворачивают
на 90' относительно оси пути. 10
Металлические опоры для гибких поперечин устанавливают на
фундаменты из двух раздельных блоков типа ФР. После букв
в марке блока указываю! две цифры: первая означает тип блока по
опалубочным размерам, вторая (через дефис)-тип армирования.
Например, ФР1-2-это фундамент (блок) раздельный типа I с арми-
рованием типа 2. Всего имеется четыре вида опалубочных размеров
и два вида армирования. Типовые блоки подбирают в зависимости
от марки и места установки опор, их габарита, характера работы
блока (растянутый или сжатый) и расчетного сопротивления грунта.
Для примера в табл. 65 приведены некоторые данные для подбора
фундаментов типа ФР.
Металлические опоры с двухпутными консолями (М-10/13-73
и М-15/13-73) устанавливают на фундаменты типа Ф1-1, одно-
блочные прямоугольного сечения. Значения цифр в марке фунда-
мента аналогичны приведенным выше для фундаментов типа ФР.
8* • 227
ГЛАВА X
ПРОЕКТИРОВАНИЕ СХЕМ ПИТАНИЯ
И СЕКЦИОНИРОВАНИЯ КОНТАКТНОЙ СЕТИ
38. Принципы питания и секционирования
Схема питания и секционирования контактной сети должна
быть спроектирована так, чтобы были обеспечены возможно мень-
шие потери напряжения и энергии в сети при нормальном режиме
работы и минимальные нарушения графика движения поездов при
выходе из работы какой-либо секции контактной сети. При этом на
станциях необходимо обеспечить максимальную самостоятельность
маршрутов.
На однопутных и двухпутных электрифицируемых линиях при-
меняют схемы одностороннего (рис. 104, а) и двустороннего
(рис. 104, б) питания контактной сети. В последнем случае для обес-
печения более надежной защиты сети от токов короткого замыка-
ния между тяговыми подстанциями обычно имеются посты секцио-
нирования ПС (рис. 104, в), наличие которых, кроме защиты,
обусловливает снижение потерь напряжения и энергии в контактной
сети. Для достижения этой же цели на двухпутных линиях устана-
вливают посты параллельного соединения ППС (рис. 104, г, где
число таких постов условно). Схема параллельного соединения кон-
тактных подвесок разных путей должна предусматривать автомати-
ческое отключение сети поврежденного пути на участке между со-
седними тяговыми подстанциями (или между подстанцией и постом
секционирования) при сохранении напряжения на контактной сети
всех остальных, неповрежденных участков.
Как правило, для участков контактной сети, расположенных ме-
жду двумя тяговыми подстанциями, используется схема двусторон-
него питания. Схема одностороннего питания можег быть допуще-
на для небольших по длине участков, расположенных за крайними
тяговыми подстанциями главной линии, и для мало деятельных ли-
ний незначительной протяженности, примыкающих к ней. На стан-
циях участков с односторонним питанием предусматривают шунти-
рующие (обходные) линии 1 (рис. 105). Наличие таких линий
позволяет обеспечить питание контактных сетей перегонов, примы-
кающих к станции, в случае отключения ее контактной сети.
На линиях переменного тока, чтобы уменьшить неравномер-
ность нагрузки фаз энергосистемы, питание к отдельным участкам
контактной сети подводят от разных фаз. При этом участки сети,
которые находятся между соседними тяговыми подстанциями, по-
лучают питание от одной и той же фазы.
При условии выполнения требования о минимальном наруше-
нии движения поездов из-за отключения какой-либо секции в схеме
228
секционирования контактной сети
должно быть использовано как
можно меньше секционных изо-
ляторов и разъединителей. В про-
цессе составления схем секциони-
рования предусматривают фо-
дольное и поперечное секциони-
рование и секционирование с обя-
зательным заземлением отключа-
емой секции.
Продольное секционирова-
ние - это разделение контактной
сети вдоль электрифицированной
линии у каждой тяговой подстан-
ции и каждого поста секциониро-
вания. Кроме того, выделяют
в отдельные продольные секции
контактные сети перегонов
и станций по схемам, приве-
денным в § 39. На станциях,
имеющих несколько электрифи-
цированных парков или групп пу-
тей, каждый парк илп каждую
группу обычно выделяют в от-
дельные секции. На очень боль-
ших станциях в отдельные секции
целесообразно также выделять
контактные сети обеих горловин.
Если на линии имеются крупные
тоннели или мосты с ездой пони-
зу, контактные сети этих искус-
ственных сооружений следует вы-
делять в особые секции. Для
обеспечения питания линии при
отключении контактной сети
сооружения на участках с одно-
сторонним питанием проектиру-
ют шунтирующие линии (см.
рис. 105).
При поперечном секциониро-
вании в первую очередь преду-
сматривают разделение кон-
тактных подвесок каждого из
главных путей как на перегонах,
так и на станциях, разъездах
и обгонных пунктах./Кроме того,
на станциях с числом Путей, при-
мыкающих к каждому из
.главных, более трех проектируют
Рис. 104. Принципиальные схемы пи-
тания контактной сети
Рис. 105. Схема шунтирующей линии
на станции однопутного участка
229
дополнительное поперечное секционирование. Число поперечных
секций на таких станциях определяется не только количеством, но
и назначением отдельных путей.
Для обеспечения условий плавки гололеда на проводах контакт-
ной сети электрическим током на электрифицированных линиях во
всех гололедных районах, кроме первого, контактная сеть по каж-
дому главному пути в пределах цепи тока (включая станции и со-
пряжения анкерных участков) должна быть одного эквивалентного
сечения, обеспечивающего равномерный прогрев проводов при
оплавлении гололеда. Параллельное соединение подвесок главного
пути и соседнего станционного допускают только в том случае,
когда суммарное сечение обеих контактных подвесок равно сече-
нию подвески на перегонах. Если это условие не выполняется, то на
промежуточных станциях нужно врезать секционные изоляторы
в контактные подвески станционных путей в одной из горловин
станции или выделять главные пути в самостоятельные поперечные
секции.
Поперечное секционирование выполняют также в парках или
группах путей в тех случаях, когда число путей в каждом парке или
группе более пяти. При электрификации только головной части пу-
тей парка в одной секции может быть и более пяти путей. Число
путей в секции зависит также от их назначения и объема работы.
Секционирование с обязательным заземлением отключенной
секции осуществляют для следующих путей вне зависимости от об-
щего числа электрифицируемых путей станции: каждого из погру-
зочно-разгрузочных, снабжения пассажирских составов водой и на-
лива емкостей, осмотра крышевого оборудования и отстоя
электроподвижного состава, электродепо и пунктов экипировки.
Обязательное заземление отключенной секции осуществляется спе-
циальным секционным разъединителем с ручным приводом
и заземляющим контактом (рис. 106, а). При необходимости ди-
станционного управления подачей напряжения и заземления отклю-
ченной секции по условиям обеспечения безопасности работы на
крыше электроподвижного состава (например, при экипировке) на
линиях переменного тока устанавливают два секционных разъеди-
нителя (рис. 106,6). Приводы обоих разъединителей сблокированы
так, что одновременно включить их невозможно.
Число питающих линий, отходящих от тяговой подстанции, за-
висит от числа путей на станции и от места расположения подстан-
ции. Если тяговая подстанция находится в пределах станции, то при
определенном числе путей (см. § 39) для питания контактной сети
станции предусматривают отдельную линию, которая одновремен-
но является резервной для питающих линий перегонов. На крупных
станциях, имеющих отдельные парки, число питающих линий для
станционной сети может быть увеличено. Если на данной станции
находится депо, то для питания его контактной сети предусматри-
вают самостоятельную линию.
В местах соединения продольных секций контактной сети, полу-
чающих питание при различных напряжениях, проектируют ней-
тральные вставки. В отдельных случаях (см. § 44), когда подвеску
230
Рис. 106. Схемы установки разъединителя с заземляющим контактом при ручном
(д) и двигательном (б) приводах
контактной сети в негабаритном искусственном сооружении осу-
ществляют с ее заземлением, по обоим концам такого сооружения
также делают нейтральные вставки. Длину рабочей части нейтраль-
ней вставки принимают такой, чтобы все поднятые в самой невы-
годной комбинации токоприемники электровозов (с учетом кратной
тяги) или моторвагонных поездов помещались на нейтральной
вставке. Места расположения нейтральных вставок выбирают
с проверкой по тяговым расчетам возможности безостановочного
проследования вставки поездом на электротяге со скоростью входа
на нее 20 км/ч у сигнала «Отключить ток». Может быть также при-
менено несколько последовательно включенных коротких ней-
тральных вставок, длину которых выбирают такой, при которой не-
возможно замыкание разных секций контактной сети поднятыми
токоприемниками.
Для соединения отдельных секций контактной сети одна с дру-
гой и питающими линиями, а также для разделения их предусма-
тривают секционные разъединители. На схемах питания и секцио-
нирования указывают нормальное положение (включенное
и отключенное) каждого из разъединителей. Продольные разъеди-
нители обозначают обычно первыми буквами русского алфавита:
поперечные-буквой П; разъединители, устанавливаемые в питаю-
щих линиях,-буквой Ф; разъединители с заземляющим контак-
том-буквой 3; прочие разъединители-буквой Р. К каждой из ука-
занных букв в случае необходимости добавляют цифровой индекс,
соответствующий номерам путей и направлений.
Нумерацию разъединителей в питающих линиях принимают
следующей: на двухпутных участках четные номера 2 и 4 дают
разъединителям, подключенным к подвескам над четными путями;
нечетные 1 и 5-к подвескам над нечетными путями; разъедините-
лю, подключенному к станционным путям, присваивают номер 3;
на однопутных участках применяют только нечетные номера разъе-
динителей; разъединителю линии, питающей электро депо, дают но-
мер, следующий за. последним номером на главных путях. Номера
разъединителей возрастают по направлению движения четных
поездов.
Питающие линии переменного тока во всех случаях присоеди-
няют к контактной сети линейными разъединителями с двига-
тельными приводами, а питающие линии постоянного тока-ли-
нейными разъединителями только при длине воздушных питающих
линий более 150 м и наличии разъединителей с двигательными при-
231
водами у тяговых подстанций. В последнем случае линейные разъе-
динители на линиях длиной более 750 м оборудуют двигательными
приводами, а на линиях длиной 750 м и менее (до 150)-ручными.
Все поперечные разъединители, кроме оперативных, оборудуют
ручными приводами и предусматривают их установку с таким рас-
четом, чтобы расстояние от разъединителя до наиболее удаленного
секционного изолятора не превышало 1000 м. При наличии на стан-
ции оперативных разъединителей с двигательными приводами
в указанных выше условиях поперечные разъединители с ручными
приводами не устанавливают.
В станционных питающих линиях предусматривают разъедини-
тели с двигательными приводами. Все разъединители, применяемые
для сборки схем плавки гололеда электрическим током, тоже дол-
жны иметь двигательные приводы. Секционные разъединители
с двигательными приводами располагают возможно ближе к месту,
где установлены пульты управления. Управление наиболее ответ-
ственными и часто переключаемыми разъединителями может про-
изводить энергодиспетчер по телеуправлению. Разъединители, от-
ключение которых должно обеспечивать безопасность производства
работ на отключенных ими путях, применяют с заземляющими
контактами.
Для подачи напряжения в контактную сеть погрузочно-разгру-
зочных путей устанавливают разъединители нормально отклю-
ченные, а для подачи напряжения в контактную ссгь путей, на ко-
торых возможен осмотр крышевого оборудования электроподвиж-
ного состава, нормально включенные.
На схемах питания и секционирования показывают: тяговые
подстанции и посты секционирования; питающие и отсасывающие
линии; линии продольного электроснабжения; линии электропере-
дачи и высоковольтные линии автоблокировки; секционные разъе-
динители с присвоенными им буквами (литерами) и номерами-с
указанием нормального положения разъединителя; изолирующие
сопряжения анкерных участков и нейтральные вставки; секционные
изоляторы и их номера; пересечения контактной сети линиями
электропередачи; искусственные сооружения, пересекающие кон-
тактную сеть, и некоторые другие данные.
Условные обозначения, применяемые на схемах питания и сек-
ционирования, приведены ниже:
изолирующее сопряжение анкерных участков;
изолирующее сопряжение с нейтральной вставкой;
секционный изолятор;
секционный разъединитель с двигательным приводом, нормаль-
но включенный;
секционный разъединитель с двигательным приводом, нормаль-
но отключенный;
232
секционный разъединитель телеуправляемый (нормально отклю-
ченный);
секционный разъединитель с ручным приводом (нормально
включенный);
секционный разъединитель с заземляющим контактом (нор-
мально отключенный);
пост параллельного соединения постоянного тока;
пост параллельного соединения переменного тока.
39. Схемы питания и секционирования
На станциях с тяговыми подстанциями при переменном токе
предусматривают раздел фаз, устраивая для каждого из главных
путей с одной стороны станции изолирующее сопряжение анкерных
участков с нейтральной вставкой. На другой стороне таких станций
по каждому пути осуществляют изолирующее сопряжение без нейт-
ральной вставки. При этом на станциях с числом электрифициро-
ванных путей пять и более (кроме главных) проектируют схему
с отдельной питающей линией для станции. (В число электрифици-
руемых путей входят электрифицируемые тупики и части путей.)
В схемах без отдельных станционных питающих линий предусма-
тривают оперативные поперечные разъединители в местах подклю-
чения к станционным путям других линий и сечение проводов для
них выбирают с учетом обеспечения возможности питания соеди-
ненных параллельно путей одной линией.
Если на станции двухпутной линии переменного тока электри-
фицированных путей пять и более, кроме главных (рис, 107, а), то
для контактной сети каждого из путей обоих примыкающих к стан-
ции перегонов проектируют самостоятельные питающие линии.
При числе электрифицированных путей менее пяти (кроме главных)
контактные сети одного из перегонов получают питание через кон-
тактные сети станционных путей (рйс. 107,6).
Рис. 107. Схемы питания и секционирования станций на двухпутной линии перемен-
ного тока при наличии тяговой подстанции
233
Рис. 108. Схема питания и секциони-
рования станции на двухпутной ли-
нии постоянного тока при наличии
тяговой подстанции
Рис. 109. Схемы секционирования стан-
ций без тяговых подстанций на двух-
путных линиях (а), на однопутных (б)
и с продольным расположением пу-
тей (в)
Рис. ПО. Схемы питания и секциони-
рования станций с тяговыми подстан-
циями на однопутных линиях перемен-
ного (а) и постоянного (б) тока
На станциях с тяговыми под-
станциями при постоянном токе
проектируют по изолирующему
сопряжению анкерных участков
(для каждого из главных путей)
с двух сторон станции. На двух-
путных линиях применяют схему,
приведенную на рис. 108, незави-
симо от числа электрифициро-
ванных путей на станции.
На станциях двухпутных ли-
ний без тяговых подстанций неза-
висимо от системы тока и числа
электрифицированных путей уста-
навливают продольные сек-
ционные разъединители с двига-
тельными приводами на обеих
сторонах станции (рис. 109, а).
Схемы питания и секциониро-
вания многопутных линий проек-
тируют аналогично схемам двух-
путных линий, соответственно уве-
личивая число секционных изо-
ляторов, осуществляющих попе-
речное секционирование, а также
число питающих линий и разъе-
динителей.
Проектирование схем питания
и секционирования для четырех-
путной линии может быть выпол-
нено так же, как для двух от-
дельных двухпутных линий с уче-
том организации движения поез-
дов на ней.
Питание и секционирование
станций с тяговыми подстанция-
ми на однопутных линиях пере-
менного тока осуществляют по
схемам рис. 110, а, а на линиях
постоянного тока-по схемам
рис. 110,6 при любом числе элек-
трифицированных путей. Секцио-
нирование станций без тяговых
подстанций на однопутных ли-
ниях проектируют независимо от
системы тока и числа электрифи-
цированных путей по схеме
рис. 109,6. Па станциях с про-
дольным расположением путей
234
Рис. 111. Схемы разделения кон-
тактных сетей на однопутных (и)
и двухпутных (б) линиях у постов
секционирования
а)
6)
Пост секционирования
Пост секционирования
устраивают секционирование в середине станции (рис. 109, в). При
наличии на станции или перегоне постов секционирования про-
дольное разделение путей осуществляют по схемам рис. 111, а, б.
40, Секционирование контактной сети при стыковании
линий постоянного и переменного тока
Стыкование линий, электрифицированных на постоянном
и переменном токе, в СССР осуществляют на так называемых стан-
циях стыкования или с помощью специальных электровозов двой-
ного питания. В контактной сети станций стыкования выделяют со-
ответствующее число переключаемых секций, на которые может
быть подано напряжение как постоянного, так и переменного тока.
Выбор числа и мест расположения переключаемых секций кон-
тактной сети зависит от схемы путевого развития станции, специ-
фикации путей, организации работы и т. д. При любой схеме стан-
ции должно быть обеспечено прибытие поездов с электровозами
одной системы тока и отправление этих же поездов с тех же путей
с электровозами другой системы тока, а также проход электровозов
обеих систем тока из одного парка в другой и на пути отстоя.
Места расположения пунктов группировок, на которых устана-
вливают специальные переключатели и секционные разъединители,
выбирают так, чтобы расстояния до переключаемых секций, обслу-
живаемых с данного пункта, были минимальными. Число пунктов
группировок на станции выбирают наименьшее из возможного чис-
ла вариантов, но при этом должно выполняться приведенное выше
условие.
Между маршрутом, подготовленным для следования электрово-
за, и родом напряжения, подаваемого на соответствующие секции
контактной сети, обеспечивают автоматическую зависимость. Для
этого переключатели, через которые подается питание на переклю-
чаемые секции, блокируют с маршрутными устройствами централи-
зации стрелок. Включение переключателей производится одновре-
менно с приготовлением стрелочного маршрута и установкой
в нужное положение сигналов. Кроме того, если на пути с переклю-
чаемой секцией контактной сети находится электровоз, то переклю-
чение секции на другое напряжение не должно осуществляться до
тех пор, пока электровоз не уйдет с этой секции. Показания сигна-
лов, разрешающие переезд электровоза с одной секции на другую,
235
появляются только при наличии на обеих секциях одинакового
напряжения.
Станции, на которых производится стыкование, могут быть двух
основных типов: с последовательным и параллельным расположе-
нием приемо-отправочных путей (рис. 112).
В качестве примера рассмотрим схему на рис. 112, а. Здесь осу-
ществлено стыкование с помощью 21 переключаемой секции, пита-
ние которых производят через 3 пункта группировки. Электровозы
постоянного тока, прибывающие с поездами в парк А или на
главный путь /, отцепляют и направляют в отстойный тупик 1, от-
куда затем подают под составы, находящиеся в парке Б, и отпра-
вляют снова на участок постоянного тока. Электровозы переменно-
го тока из парка Б или с главного пути II направляют для отстоя
в тупик 2 и затем подают под поезда в парк А для отправления на
линию переменного тока.
При параллельном расположении приемо-отправочных путей
(рис. 112,6) стыкование осуществлено с помощью 20 переклю-
чаемых секций, питание которых производится через 2 пункта груп-
пировки. Электровозы постоянного тока, прибывающие в парк 4,
направляют для отстоя в тупик 2 или 2', а электровозы переменно-
го тока, прибывающие в парк Б, отстаиваются в тупике 1 или Г.
Обеспечена также возможность подачи электровозов соответствую-
щих систем тока под пассажирские поезда.
На рис. 112 показаны только схемы расположения переклю-
чаемых секций контактной сети, так как схемы питания и секциони-
рования каждой из частей станции, находящихся постоянно под од-
ним и тем же родом напряжения, проектируют аналогично тому,
Рис. 112. Упрощенные схемы секционирования станций стыкования с последова-
тельным («) и параллельным (б) располржением приемо-отправочных путей
236
Рис. 113. Схема подключения переключае-
мой секции контактной сети:
1-питающие линии постоянного тока; 2-линия
к переключаемой секции; 3-переключатель си-
стем тока; ^ питающие линии переменного
тока
как это было рассмотрено выше. Пункты группировки и сек-
ционные разъединители изображены условно. Более подробная схе-
ма подключения одного из секционных разъединителей, через ко-
торые осуществляется питание переключаемой секции контактной
сети от той или иной системы тока, показана на рис. 113. Там же
показано, как осуществляется резервирование питания пункта груп-
пировки.
Разъединители пунктов группировки оборудуют блокировками,
которые обеспечивают невозможность переключения разъедините-
лей при включенном положении переключателя, а также невозмож-
ность включения заземляющего ножа при включенном положении
одного из разъединителей, и наоборот.
Стоимость станций стыкования очень высока, поэтому их ра-
ционально применять только в тех случаях, когда стыкуемые участ-
ки имеют значительные размеры движения и большую протяжен-
ность, что вызывает необходимость иметь значительное число
электровозов двойного питания. Если же один из стыкуемых участ-
ков небольшой протяженности, то используют электровозы, спо-
собные работать и при постоянном, и при переменном токе.
Секционирование контактной сети при использовании спе-
циальных электровозов осуществляется гораздо проще, чем на
станциях стыкования. В контактной сети главных путей, на которых
выполняют стыкование, при движении поездов с большими скоро-
стями необходимо предусмотреть изолирующие сопряжения с нейт-
ральными вставками, а в контактной сети путей, по которым осу-
ществляется движение с невысокими скоростями,-секционные изо-
ляторы с нейтральными вставками.
41. Рельсовые цепи и отсасывающие линии.
Заземления и разрядники
Рельсовые нити. На линиях, оборудованных автоблокировкой
с двухниточными цепями, рельсовые нити соединяют параллельно
установленными у изолированных стыков дроссель-трансформато-
рами, средние точки которых соединены с дроссель-трансформато-
рами других путей через два стыка на третий. На станциях с одно-
ниточными рельсовыми цепями электротяговые нити соединяют
в горловинах у выходных сигналов, в пунктах присоединения отсасы-
вающих проводов и через каждые 400 м. На участках, где рель-
совые нити не используются для цепей автоблокировки или элек-
трической централизации, устанавливают междурельсовые и между-
237
путные соединения через каждые 300 и 600 м на станциях и через
вдвое большие расстояния на перегонах.
Отсасывающие линии. При двухниточных рельсовых цепях от-
сасывающие линии подключают к средним точкам ближайших
дроссель-трансформаторов, при однониточных цепях-к электротя-
говым рельсовым нитям всех электрифицированных путей. Отсасы-
вающие линии переменного тока (кроме подстанций на стыковых
станциях) выполняют двумя параллельными линиями: одной от за-
земленных выводов тяговой обмотки трансформатора до рельсов
главных путей и второй по рельсам подъездного тупика, соеди-
ненным с контуром заземления тяговой подстанции. На подстан-
циях, расположенных на станциях стыкования двух систем тока, от-
сасывающие линии на 3 и 25 кВ выполняют раздельно, не
используя рельсы подъездного тупика и контур заземления под-
станции.
Подключение к рельсовой цепи отсасывающих линий должно
увязываться с проектом СЦБ, и в экономически обоснованных слу-
чаях if целях уменьшения длины отсасывающих линий следует
предусматривать дополнительные дроссель-трансформаторы.
На участках, где отсутствует автоблокировка, отсасывающие ли-
нии подсоединяют к рельсовым нитям ближайших электрифици-
руемых путей, связанных с другими путями поперечными соедини-
телями в месте устройства отсасывающего пункта.
Заземления. Все металлические опоры и конструкции, исполь-
зуемые для крепления проводов контактной сети, а также другие
металлические конструкции, расположенные на расстоянии менее
5 м от частей контактной сети, находящихся под напряжением, обо-
рудуют заземлениями. Заземляют также арматуру и все металличе-
ские конструкции крепления изоляторов контактной сети, линий
электропередачи и продольного электроснабжения, расположенные
на железобетонных опорах и искусственных железобетонных или
других неметаллических сооружениях. У оттяжек на железобе-
тонных опорах заземляют хомуты. На линиях переменного тока за-
земляют также все расположенные в зоне влияния контактной сети
металлические сооружения, на которых могут возникнуть опасные
наведенные напряжения.
Заземления проектируют индивидуальные и групповые, присое-
диняемые к средним точкам ближайших дроссель-трансформаторов
или к электротяговым рельсовым нитям. Заземляющие проводники
между опорами и рельсами должны быть изолированы от земли.
В заземляющие цепи в необходимых случаях устанавливают за-
щитные устройства, препятствующие утечке тягового и сигнального
тока. К таким устройствам относятся искровые промежутки и раз-
личные специальные схемы, например, с диодными заземлителями.
Искровые промежутки устанавливают при двухниточных рель-
совых цепях автоблокировки на линиях постоянного и переменного
тока на опорах с индивидуальным заземлением при сопротивлении
цепи заземления менее 100 Ом; в спусках группового заземления
катодных зон на линиях постоянного тока и при сопротивлении це-
238
пи заземления менее 6 Ом/км на линиях переменного тока; на всех
опорах с проводами воздушных линий независимо от сопротивле-
ния цепи заземления и в некоторых других случаях.
Искровые промежутки не включают в заземления опор, на ко-
торых расположены трубчатые разрядники, приводы секционных
разъединителей и спуски групповых заземлений, а также опор на
пассажирских платформах и в других общедоступных местах.
; В этих случаях проектируют двойные заземления, которые также
устанавливают на мостах, путепроводах, пешеходных и сигнальных
мостиках-без искровых промежутков. На линиях постоянного тока
между узлами контактной сети, находящимися под напряжением,
и конструкциями крепления на искусственных сооружениях и пеше-
ходных мостах, а при необходимости и на опорных устройствах ре-
комендуется дополнительно устраивать нейтральные вставки. Эти
вставки следует присоединять к рельсам наглухо проводом, изоли-
рованным от конструкции сооружения.
Опоры, на которых подвешивают провода питающих или от-
сасывающих линий и расположенные вдали от железнодорожных
путей, заземляют через искровые промежутки на отсасывающие
провода или при их отсутствии с помощью группового заземления,
г! Групповое заземление применяют также для опор контактной сети,
стоящих на перегонах в выемках за кюветами (с большим габари-
том), для опор на пассажирских платформах или за платформами,
для опор изолирующих сопряжений и в горловинах станций, в зоне
которых установлены секционные разъединители с двигательными
приводами. Групповые заземления осуществляют при условии, что
подряд находится не менее трех опор, подлежащих заземлению.
Наибольшая длина провода группового заземления на линиях
постоянного тока при Т-образной схеме подключения не должна
превышать 1200 м (2-600) для железобетонных опор и 600 м (2-300)
для металлических опор. При Г-образной схеме указанные длины
соответственно в 2 раза меньше. На линиях переменного тока мак-
симальная длина провода группового заземления при Т-образной
схеме подключения не должна превышать 400 м4 (2-200), при
Г-образной схеме-200 м.
Диодные заземлители устанавливают на линиях постоянного то-
ка в спусках групповых заземлений анодных и знакопеременных
зон при сопротивлении цепи заземления менее 25 Ом на 1 В средне-
го положительного значения потенциала рельс-земля. На участках
с двухниточными рельсовыми цепями автоблокировки при сопроти-
влении цепи заземления менее 6 Ом/км последовательно с диодным
I заземлителем в каждый провод спуска со стороны рельса устана-
1 вливают искровой промежуток.
На линиях постоянного тока в заземления мостов, путепрово-
дов, пешеходных и сигнальных мостиков, на которых крепятся кон-
) струкции контактной сети, следует включать два последовательно
соединенных искровых промежутка с пробивным напряжением каж-
дого 400 В или один с пробивным напряжением 800 В. На линиях
переменного тока металлические конструкции креплений контакт-
239
ной ссги на железобетонных искусственных сооружениях не должны
касаться арматуры, и заземление их на дроссель-трансформатор
или тяговый рельс осуществляется без искровых промежутков. Пе-
рила и другие металлические элементы железобетонных искус-
ственных сооружений, соединенные с арматурой, следует заземлять
через искровые промежутки аналогично указанному выше для ли-
ний постоянного тока.
Разрядники. На линиях постоянного тока устанавливают ро- *;
говые разрядники с двумя последовательными воздушными проме-
жутками по 5 мм каждый. На линиях переменного тока применяют
аналогичные разрядники с воздушными промежутками по 45 мм
каждый, а также трубчатые разрядники на напряжение 35 кВ. Раз-
рядники устанавливают не далее двух пролетов от защищаемых
ими мест на любых опорах, кроме анкерных с оттяжками.
Роговые разрядники на линиях постоянного тока устанавли-
вают: в местах анкеровок проводов контактной сети (в том числе i
и средних для компенсированных подвесок); на одной из пере-
ходных опор неизолирующих сопряжений анкерных участков; на
переходных опорах изолирующих сопряжений анкерных участ-
ков-для каждой подвески при нормально разомкнутых секционных
разъединителях и для одной из подвесок при нормально замкнутых
разъединителях; по каждому пути у мест присоединения постов па-
раллельного соединения; у искусственных сооружений при анкеров-
ках на них контактной сети- с обеих сторон сооружения при длине
его 80 м и более и с одной стороны при меньшей длине сооруже-
ния; на питающих линиях у мест их присоединения к контактной
сети или к пунктам группировки переключателей (на станциях сты-
кования), а также на расстоянии не более 100 м от тяговой подстан-
ции при длине этих линий более 150 м и через каждые 1-1,5 км при
более длинных питающих линиях.
Роговые разрядники на линиях переменного тока устанавли-
вают: с обеих сторон изолирующих сопряжений анкерных участков;
по каждому пути у мест присоединения постов параллельного со-
единения; у обоих выводов первичной обмотки отсасывающих
трансформаторов, присоединенной к контактной сети на расстоя-
нии не менее 5 м; на конце консольных участков контактной сети,
состоящих из двух или более • анкерных участков.
Трубчатые разрядники с внешним искровым промежутком
100 мм устанавливают у мест присоединения питающих линий
к контактной сети, а на станциях стыкования-в конце линии и
у первого ответвления ее к пункту группировки переключателей и,
кроме того, на расстоянии не более 200 м от тяговой подстанции,
если длина питающих линий превышает 300 м. Такие же разрядни-
ки, но с внешним искровым промежутком 60 мм устанавливают на
линиях ДПР у мест их пересечения с контактной подвеской-с
одной стороны от места пересечения. <
В местах, подверженных частым грозовым разрядам, следует
устанавливать дополнительные разрядники у неизолирующих со-
пряжений анкерных участков.
240
ГЛАВА XI
СОСТАВЛЕНИЕ ПЛАНОВ КОНТАКТНОЙ СЕТИ
СТАНЦИЙ И ПЕРЕГОНОВ
42. Принципы составления планов
Составление планов контактной сети на раздельных пунктах,
имеющих путевое развитие, и на перегонах электрифицируемой ли-
нии является одной из наиболее ответственных работ, произво-
димых при проектировании контактной сети. На основании этих
планов определяют объемы работ, составляют заявки на оборудо-
вание и материалы, устанавливают стоимость сооружения контакт-
ной сети и выполняют строительные и монтажные работы. Поэто-
му, составляя планы контактной сети при условии удовлетворения
всех требований по обеспечению ее надежной работы в эксплуата-
ции, необходимо выбрать наиболее экономичные решения и соз-
дать возможно более благоприятные условия для производства ра-
бот по сооружению сети.
Планы контактной сети составляют для каждой станции, разъез-
да и обгонного пункта и для каждого перегона. В дальнейшем для
упрощения будем все раздельные пункты, имеющие путевое разви-
тие, .именовать станциями. Поскольку условия разбивки опор край-
них сопряжений анкерных участков на станциях несколько сложнее,
чем на перегонах, целесообразно сначала составлять планы кон-
тактной сети на станциях, а затем приступать к разработке планов
сети на перегонах, увязывая их с соответствующими станциями.
Наиболее подробные планы контактной сети составляют на стадии
рабочих чертежей. Материалы, приводимые в данной главе, отно-
сятся именно к этой стадии проектирования.
На каждом из планов контактной сети приводят спецификации:
анкерных участков с указанием длины и марок проводов контакт-
ной подвески; проводов, гибких поперечин, питающих, отсасываю-
щих и других проводов; типов опор, жестких поперечин, консолей
и фиксаторов; фундаментов, анкеров, лежней и опорных плит; кро-
ме того, указывают суммарную длину электрифицированных путей
и на планах (или в отдельных ведомостях) приводят объемы строи-
тельных и монтажных работ.
При составлении планов контактной сети выполняют следую-
щие общие требования.
Пролеты между опорами контактной сети проектируют по воз-
можности максимальными допускаемыми в данной местности
в данных конкретных условиях (см. § 11). Максимальную длину
пролетов сокращают на 10% в местах устройства средних анкерных
контактных проводов и в случаях, когда опоры располагают на
кривых участках пути в пучинистых местах, на свежеотсыпанных
241
насыпях и в других местах, где может образоваться перекос пути,
не соответствующий расчетному.
Длину переходных пролетов изолирующих сопряжений ан-
керных участков снижают по отношению к максимальным допу-
скаемым: на 25%-в прямых и кривых радиусом более 1500 м; на
20%-в кривых радиусом от 1000 до 1500 м; на 15%-в кривых ра-
диусом от 500 до 1000 м; на 10%-в кривых радиусом менее 500 м.
Снижения длин пролетов определены для расстояний между
проводами различных анкерных участков 500 мм на линиях пере-
менного тока и 400 мм при постоянном токе. В случаях раздвижки
проводов до 550 мм длины переходных пролетов должны быть
определены соответствующим расчетом.
Длину пролетов уменьшают также в тех случаях, когда требует-
ся снизить нагрузки на опорные и поддерживающие конструкции
или увязать зигзаги контактных проводов в соседних пролетах. (До-
пустимые длины пролетов при различных значениях и направле-
ниях зигзагов могут быть определены по справочнику или графиче-
скими построениями с помощью специальных лекал.) Разница
в длине двух соседних пролетов при полукомпенсированных подве-
сках не должна превышать 25% длины большего пролета.
Длину анкерных участков устанавливают по методике, приве-
денной в § 22. Наибольшая допускаемая длина анкерного участка
контактного провода при полукомпенсированной и компенсирован-
ной подвесках на прямых участках пути равна 1600 м и в виде ис-
ключения может быть увеличена до 1800 м. Длину анкерного участ-
ка некомпенсированного несущего троса не ограничивают.
Средние анкеровки размещают таким образом, чтобы обеспе-
чить примерно одинаковые условия компенсации обеих половин ан-
керного участка. Если анкерный участок целиком находится на пря-
мой, то среднюю анкеровку располагают в его середине. Если же
в пределах анкерного участка имеются кривые, то среднюю анке-
ровку смещают в сторону расположения кривых. Получившиеся по
условиям разбивки анкерные участки длиной, равной половине мак-
симально допускаемой в данных местах или меньшей, устраивают
с односторонней компенсацией без средней анкеровки.
Нормальные зигзаги контактных проводов принимают в со-
ответствии с указаниями, приведенными в § 9. Зигзаг несущего тро-
са при полукосых цепных подвесках на прямых участках пути равен
нулю, а на кривых при вертикальных подвесках его принимают та-
ким же, как у контактных проводов. При косых подвесках зигзаги
несущего троса больше, чем для контактных проводов, и опреде-
ляются расчетом.
Сопряжения анкерных участков на главных путях перегонов
и станций производят в трех пролетах. На станционных путях как
исключение допускают двухпролетные сопряжения при условии, что
скорость движения по этим путям не превысит 70 км/ч. Сопряжения
анкерных участков следует по возможности располагать на прямых
участках пути. Расположение сопряжений на кривых радиусом ме-
242
нее 1000 м и под искусственными сооружениями не допускают без
соответствующего обоснования в проекте.
На линиях, расположенных во всех гололедных районах, кроме
района I, сопряжения анкерных участков должны быть смонтиро-
ваны с учетом возможности плавки гололеда электрическим током
(см. § 38).
На главных путях перегонов и станций желательно применять
однотипные контактные подвески. При наличии на перегоне ком-
пенсированной, а на станции полукомпенсированной подвесок их
сопряжение осуществляют анкерным участком, в котором одна по-
ловина подвески работает как полукомпенсированная, а другая как
компенсированная. Для этого устанавливают среднюю анкеровку
компенсированной подвески, а конечные анкеровки осуществляют
в соответствии с типом проектируемой подвески.
При изменении направления контактных проводов угол между
отклоненной ветвью провода и первоначальным его направлением
не должен превышать 6° (тангенс угла отклонения не более 0,1). На
станционных путях (кроме главных), а также в следующих после
первого пролетах угол излома контактных проводов может быть
увеличен до 10° (тангенс угла л/6).
Уклон контактного провода при переходе от одной высоты
к другой при беспровесном положении и скоростях до 120 км/ч не
должен превышать 0,004, а на линиях, где скорости движения боль-
ше 120 км/ч,-0,002; при этом по обоим концам каждого участка
с основным уклоном устраивают вставки длиной не менее одного
пролета с уклоном, равным половине основного. Иа станционных
путях, где скорости движения не превышают 50 км/ч, допускаемый
уклон может быть увеличен, но не более чем до 0,01.
На. планах контактной сети применяют следующие условные
обозначения:
———— рабочие ветви контактных подвесок, электрифицированные пу-
ти;
нерабочие ветви контактных подвесок;
" - — — - неэлектрифицированные пути;
< пути,-электрифицируемые в перспективе;
-у х____
разбираемые пути;
усиливающие провода;
воздушные питающие линии;
~~~ воздушные отсасывающие линии;
кабельные питающие и отсасывающие линии;
^д/-~—_ линии электропередачи на опорах контактной сети;
у трос группового заземления;
243
железобетонные опоры;.
металлические опоры;
демонтируемые (железобетонные) опоры: |
оттяжки из одного или нескольких тросов на одном анкере;
I
две оттяжки, расположенные в одной плоскости;
опоры с однопутными консолями и прямыми фиксаторами;
опоры с двухпутными консолями и прямыми фиксаторами;
опоры с однопутными консолями и обратными фиксаторами;
опоры с двухпутными консолями и обратными фиксаторами;
опоры с жесткими поперечинами и фиксаторными стойками;
опоры с жесткими поперечинами и фиксирующими тросами;
опоры с гибкими поперечинами;
фиксирующие опоры с прямыми фиксаторами;
фиксирующие опоры с обратными фиксаторами; J
опоры с фиксирующими поперечинами;
анкеровки компенсированных цепных подвесок (на металличе-
ских опорах);
анкеровки одинарных полукомпенсированных цепных подвесок
(на железобетонных опорах);
анкеровки двойных полукомпенсированных цепных подвесов (на
железобетонных опорах);
анкеровки контактных проводов с компенсаторами;
244
—г—"
1320
ОТ кн
анкеровки цепных подвесок без компенсаторов;
анкеровки контактных проводов без компенсаторов;
анкеровки усиливающих или других проводов;
средние анкеровки компенсированных: подвесок;
средние анкеровки полукомпенсированных подвесок;
пересечения цепных подвесок на стрелках (кресты) и продольные
электрические соединители;
двойные пересечения цепных подвесок (двойные кресты);
секционные изоляторы;
поперечные электрические соединители;
обводные электрические соединители;
междупутные электрические соединители;
разрядники трубчатые;
разрядники роговые;
врезные изоляторы в контактных подвесках или тросах гибких
и жестких поперечин;
обозначение нормального зигзага контактных проводов;
обозначение зигзага контактных проводов, отличающегося от
нормального;
обозначение зигзага несущего троса;
Q то Q
обозначение габарита установки опор;
обозначение длины и номера анкерного участка цепной подве-
ски;
обозначение длины и нохмера анкерного участка контактного
провода;
обозначение длины пролета.
Условные обозначения секционных разъединителей аналогичны
приведенным в § 38.
245
43. Основные габариты устройств контактной сети
Нормальную высоту контактного провода на перегонах над го-
ловками рельсов при расчетном беспровесном положении для полу-
компенсированных подвесок принимают равной 6500 мм, что
учитывает возможность последующей подъемки пути, а на стан-
циях 6600 мм. Для компенсированных подвесок эту высоту следует
измерять у опор при средней расчетной температуре. В случае необ-
ходимости (например, проход в искусственных сооружениях) ука-
занные значения могут быть уменьшены (см. ниже). Высота кон-
тактного провода над головками рельсов не должна превышать
6800 мм.
Основные наименьшие габаритные размеры проводов кон-
тактных подвесок принимают в соответствии с ГОСТ 9238-73
(рис. 114 и табл. 66).
Во всех случаях, когда эго не связано с экономически нецелесо-
образными затратами или длительными перерывами движения,
переустройство существующих искусственных сооружений для раз-
мещения контактной сети производят для напряжения 25 кВ или
другого максимально возможного в перспективе на данной линии,
чтобы избежать еще одного переустройства в том случае, если на~
пряжение будет повышено. Минимальные допускаемые размеры,
приведенные в табл. 66, применяют с разрешения Министерства пу-
тей сообщения и только в исключительных случаях на существую-
щих искусственных сооружениях, переустройство которых признано
в данное время нецелесообразным.
Расстояние от фарфора изолятора (или первого ребра стержне-
вого изолятора), находящегося со стороны напряжения до зазем-
ленных частей, принимают не менее 150 мм на линиях постоянного
и не менее 300 мм на линиях переменного тока. Для изоляторов
(или ребер), находящихся со стороны заземленных частей, это рас-
стояние должно быть соответственно не менее 50 и 100 мм.
Таблица 66
Напряжение в контакт- ной сети, кВ ММ -^2, мм а, мм 6, мм
г нормальное для станци- онных путей, где преду- смотрена стоянка по- движного состава нормальное минимальное допускае- мое нормальное минимальное допускае- мое Без несущего троса С несущим тросом
Для перегонов и станционных путей, где не предусмотре- на стоянка по- движного со- става -нормальное минимальное до- пускаемое нормальное 1 минимальное до- пускаемое
нор- маль- ное мини- маль- ное до- пускае- мое
1,5-4 6-12 25 950 950 950 450 450 450 250 300 375 200 250 350 150 200 300 200 220 250 150 180 200 150 150 150 100 100 100 300 300 300 250 250 250
246
Рис. 114. Допускаемые расстояния между искусственным сооружением и кон-
тактным проводом, токоприемником и подвижным составом:
1-граница приближения искусственных сооружений; 2-контур, соответствующий положениям
токоприемника при его смещениях по высоте и в стороны; 3-габарит подвижного состава
Расстояние от рабочего контактного провода при его беспровес-
ном положении до нижнего фиксирующего троса, фиксирующей от-
тяжки, пересекающей анкеровочной ветви другого пути, а также до
основного стержня обратного фиксатора должно быть не менее
450-400 мм (первая цифра относится к прямым и кривым радиусом
более 2000 м, вторая-к кривым радиусом 2000 м и менее). При ско-
ростях поездов выше 120 км/ч и в местах с особо сильными вет-
ровыми воздействиями указанные расстояния увеличивают на
50 мм. Расстояние от контактного провода до расположенных над
ним заземленных частей опорных устройств и искусственных соору-
жений (жестких поперечин, путепроводов, мостов и т. п.) принимают
при двух контактных проводах не менее 500 мм и при одном-не
менее 650 мм. Меньшие расстояния могут быть допущены, если
установлены изолированные отбойники, исключающие опасное
приближение контактного провода к заземленным частям.
Расстояние от контактного провода до нижней грани отбойника
(без учета отжатия токоприемником) на линиях, где скорость дви-
жения поездов превышает 120 км/ч, принимают не менее 150 мм
при одиночном и не менее 100 мм при двойном контактном прово-
де. На линиях, где скорости не более 120 км/ч, эти расстояния мо-
гут быть соответственно снижены до 100 и 70 мм. При скорости
движения не более 50 км/ч на станционных путях расстояние до от-
бойника должно быть не менее 50 мм. Расстояние от нижней грани
отбойника до нижней грани жесткой поперечины или мостика
принимают в соответствии с указанными в табл. 66 допускаемыми
расстояниями до заземленных частей.
Расстояние от токоведущих частей секционных разъединителей
до заземленных конструкций должно быть не менее 800 мм на ли-
ниях постоянного тока и 1000 мм на линиях переменного тока. Не
допускается размещать какие-либо провода, изоляторы и другие
конструкции на расстоянии менее 3 м над рогами разъединителей.
Фиксаторные изоляторы, изоляторы в анкеровочных ветвях про-
водов и в фиксирующих тросах гибких и жестких поперечин, а гак-
247
же изоляторы усиливающих и других проводов при постоянном то-
ке устанавливают на таком расстоянии от опор, чтобы части
контактной сети, находящиеся под напряжением, были удалены от
ближайшей грани опоры на расстояние не менее 800 мм. Аналогич-
ное расстояние при переменном токе для изоляторов в анкеро-
вочных ветвях и различных проводах принимают не менее 1000 мм.
На опоры с изолированными консолями, а также при переменном
токе на фиксаторные изоляторы и врезные в фиксирующие тросы
указанные требования не распространяются.
Габарит опор или расстояние от оси пути до внутренней грани
опор на уровне головок рельсов на прямых участках пути перего-
нов и станций принимают не менее 3100 мм, а для анкерных опор
не менее 3300 мм. В сильно снегозаносимых выемках (кроме
скальных) и на выходах из них на длине 100 м расстояние от оси
крайнего пути до внутреннего края опор контактной сети при-
нимают, как правило, равным 5700 мм. В особо трудных условиях
габарит опор разрешено уменьшать до 2750 мм на перегонах
и 2450 мм на станциях. При установке опор жестких поперечин
в пределах' станций допускают габарит 2450 мм для всех путей,
кроме главных, на которых он должен быть не менее 3100 мм.
Все указанные размеры даны для прямых участков пути. На
кривых эти расстояния увеличивают в соответствии с габаритным
уширением, установленным для опор контактной сети.
Увеличение горизонтальных расстояний от оси пути до внутрен-
него края опор на кривых участках пути, прилегающих к прямым,
может быть определено в соответствии с указаниями
ГОСТ 9238-73 по следующим формулам:
на внешней стороне кривой при наличии переходной кривой
и возвышения наружного рельса (рис. 115, а)
А/= Ак (/п + 10 - х)/(/п + 10);
(452)
на внутренней стороне кривой (рис. 115,6)
Ах = Ак(/п+Ю-х)/7п; (453)
на внешней стороне кривой при отсутствии переходной кривой
и возвышения наружного рельса (рис. 115, в)
Ах = Ак(15 — х)/15; ’ (454)
на внутренней стороне кривой (рис. 115, г)
Ах = Ак(10 — х)/15; • (455)
Ах' = Ак(10 + х')/15. (456)
В этих формулах:
/п-длина переходной кривой, м;
Ак-увеличение габарита опоры на кривой, мм;
Ах-увеличение габарита опоры на расстоянии х от начала круговой кривой, м.
248
Рис. 115. Расчетные схемы к определению увеличения горизонтального расстояния
от оси пути до внутреннего края опор:
Г-габарит установки опор на прямом участке пути
Результаты расчетов по этим формулам приведены в табл. 67,
где в числителе даны размеры для главных путей перегонов и стан-
ций, а в знаменателе-для остальных станционных путей (кроме
главных).
При проходе подземных трубопроводов (водопроводных, кана-
лизационных и др., прорыв которых может произвести местное раз-
Таблица 67
Радиусы кривых, Увеличения горизонтальных расстояний от оси пути до внутреннего края опор, мм, при условиях
м 1 2
Г=2450 мм Г = 2700—3100 мм Г=5700 мм
4000 10 140/40 105/25 25/10
3000 10 205/40 150/30 40/15 55/20
2500 15 260/70 190/50
2000 20 320/75 235/55 70/20
1800 20 375/75 275/55 85/25
1500 25 430/110 320/80 100/25
1200 30 440/140 325/105 105/35
1000 35 445/175 330/130 110/50
800 45 450/210 340/160 120/65
700 50 460/240 345/185 125/75
600 60 465/250 355/195 135/85
500 70 480/265 365/205 145/95
400 90 500/280 385/225 165/115
350 105 510/295 400/240 180/130
300 120 525/310 415/255 195/145
250 140 535/340 445/285 ' 225/175
200 180 585/370 475/315 255/205
180 200 605/390 495/335 275/225
Примечания. Условие 1-на внешней стороне кривой при любых возвышениях на-
ружного рельса и любых габаритах опор на прямых участках пути, а также во всех случаях,
когда возвышение наружного рельса не предусмотрено; условие 2-на внутренней стороне
кривой при расчетном возвышении наружного рельса и различном габарите опор на прямых
участках пути.
249
рушение грунта) вблизи опор контактной сети на глубине, меньшей
глубины заложения фундамента, расстояние по горизонтали от них
до поверхности фундамента в нижней его части принимают не ме-
нее 1 м. В случае вибропогружения расстояние от края фундамента
должно быть не менее 2 м (перед вибропогружением необходимо
обязательно откопать трубопровод). Для трубопроводов, располо-
женных ниже подошвы фундамента, эти расстояния устанавливают
в каждом случае индивидуально с учетом характеристики грунта
и других данных.
При расположении опор на пассажирских платформах расстоя-
ние между краем платформы и ближайшей гранью опоры должно
быть не менее 2 м. В особо обоснованных случаях, например при
наличии на платформе какого-либо строения, это расстояние умень-
шают, но не менее чем до 3,1 м от оси пути. Если ширина боковой
платформы меньше 4 м, опоры следует устанавливать за пределами
платформы. Размещать опоры контактной сети в пределах пасса-
жирских платформ, вблизи зданий вокзалов, павильонов и сходов
с пешеходных мостов следует так, чтобы не нарушались внешний
вид этих сооружений и устройств и условия обслуживания пассажи-
ров.
Опоры, гибкие и жесткие поперечины, устанавливаемые перед
сигналами, располагают с такими габаритами, чтобы не ухудша-
лась видимость сигналов. Расстояние от сигналов до частей кон-
тактной подвески, находящихся под напряжением, принимают не
менее 2 м для постоянного тока и 2,5 м для переменного. Вблизи
проводов линий связи, высоковольтных и низковольтных сетей,
а также линий электропередачи опоры контактной сети размещают,
учитывая условия выполнения строительных и монтажных работ.
Опоры контактной сети (а также анкеры их оттяжек), располо-
женные непосредственно у главных путей перегонов и станций и на-
ходящиеся вблизи железнодорожных переездов, следует устанавли-
вать на расстоянии не менее 25 м от края проезжей части переездов
по направлению движения поездов. На двухпутных участках допу-
скается размещать опоры не в створе. Для опор, расположенных
у воздушных стрелок, указанное расстояние можно уменьшить по
условиям расположения воздушных стрелок. Во всех случаях опоры
и анкеры их оттяжек должны находиться на расстоянии не менее
5 м от края проезжей части переездов.
Опоры, размещаемые вдоль тупикового пути, на которых подве-
шивают контактные подвески других путей, на протяжении 100 м
устанавливают с габаритом не менее 4 м от оси тупика. Анкерные
опоры и анкеры оттяжек в конце тупика за упором располагают
так, чтобы расстояние от упорного бруса до ближайшей грани
опоры или оттяжки было не менее 20 м (при установке опоры по
оси тупика), что снижает вероятность наезда на упорный брус с по-
следующим повреждением опоры.
На опорах контактной сети при постоянном токе допускается
подвешивать провода линий электропередачи напряжением до
10 кВ, а при переменном токе-провода линий продольного элек-
250
гроснабжения с напряжением, равным напряжению контактной се-
ти. Кроме того, на опорах контактной сети можно размещать про-
вода телеуправления тяговыми подстанциями, постами секциониро-
вания и секционными разъединителями, осветительных и силовых
линий и др. с
Размещение проводов должно обеспечивать необходимую без-
опасность обслуживающего персонала и возможность производства
работ на контактной сети при наличии напряжения на линиях элек-
тропередачи и работ на линии электропередачи, а также на перечис-
ленных выше линиях при наличии напряжения на контактной сети.
Наименьшие расстояния от проводов питающих, отсасывающих
и других воздушных линий при пересечении и сближении с другими
проводами или сооружениями приведены в табл. 68. Эти расстоя-
ния должны быть выдержаны при наибольшем провисании прово-
дов с учетом нагрева их током или отложений гололеда, а также
отклонений под действием ветра.
Наименьшие расстояния до поверхности земли от проводов раз-
личных линий в табл. 68 приведены в зависимости от характера
местности, в которой расположена данная линия.
В соответствии с классификацией Правил устройства электро-
установок (ПУЭ) населенной местностью называются земли горо-
дов в пределах городской черты в границах их перспективного раз-
вития на 10 лег, пригородные и зеленые зоны, курорты, земли
поселков городского типа в пределах поселковой черты и сельских
населенных пунктов в пределах черты этих пунктов. Территории
железнодорожных станций относятся к населенной местности.
Ненаселенной местностью называются земли единого государ-
ственного земельного фонда, за исключением населенной и трудно-
доступной местности. К ненаселенной местности ПУЭ относят не-
застроенные местности, хотя бы и часто посещаемые людьми,
доступные для транспорта и сельскохозяйственных машин, сельско-
хозяйственные угодья, огороды, сады, местности с отдельными ред-
ко стоящими строениями и временными сооружениями. Перегоны
обычно относят к ненаселенной местности.
Труднодоступной местностью называется местность, недоступ-
ная для транспорта и сельскохозяйственных машин. Откосы вые-
мок и насыпей относят к труднодоступной местности.
Наименьшее расстояние от частей изолированных консолей
и фиксаторов, находящихся под напряжением, до поверхности пас-
сажирских платформ, на которых нс допускается проезд транспор-
та, должно быть не менее 4,5 м.
Пересечение воздушных линий электропередачи с электрифици-
рованными железными дорогами производят под углом, близким
к 90°, но не менее 40°. Расстояние от опоры пересекающей линии до
оси опор контактной сети принимают не менее высоты опоры, уве-
личенной на 3 м. В особо стесненных условиях эго расстояние мо-
жет быть снижено на величину, зависящую от напряжения пересе-
кающей линии, но не менее чем до 3 м. Опоры для перехода
устанавливают металлические или железобетонные анкерного типа.
251
Таблица 68
Объекты сближения или пересечения Наименьшие расстояния, м, от проводов
отсасыва- ющих, обрат- ного тока, волновода, до 1 кВ усиливающих, питающих, продольного электроснабже- ния, напряжением, кВ
3-10 25-35
До поверхности земли в населенной 6,0 7,0 7,0
местности То же в ненаселенной местности и в пре- 5,0 6,0 6,0
делах искусственных сооружений То же в труднодоступной местности 4,0 5,0 5,0
До недоступных склонов гор, скал, утесов 1,0 2,5 3,0
До полотна автомобильных дорог1: категории I 7,0 7,0 7,0
категории II 6,0 7,0 7,0
До поверхности пассажирских платформ 4,5 7,0 7,0
(при двойном креплении проводов) До головок рельсов неэлектрифицирован- 7,5 7,5 7,5
ных путей До несущих тросов или верхних проводов 2,0 2,0 2,0
линий, подвешенных на опорах контактной сети До верхних проводов трамвайных и трол- 1,5 3,0 3,0
лейбусных линий До проводов воздушных линий (кроме указанных выше) при напряжении: менее 1 кВ 1,0 2,0 3,0
6-10 кВ 2,0 2,0 3,0
20-110 кВ 3,о з,о 3,0
150-220 кВ 4,0 4,0 4,0
330-500 кВ 5,0 5,0 5,0
До проводов или подвесных кабелей ли- ний связи и радио: по вертикали 1,5 2,0
по горизонтали 2,0 2,0 —
До настила пешеходных мостиков (при 4,0 4,5 5,0
устройстве над ними предохранительных щитов) До крыши несгораемых производственных 3,0 3,0 3,0
зданий и сооружений (при заземленных ме- таллических крышах) До ближайших частей Зданий по гори- зонтали : до балконов, террас, окон 1,5 . 2,0 4,0
до глухих стен 1,0 2,0 4,0
До кроны деревьев 1,0 2,0 3,0
1 В пределах переездов (между габаритными воротами) наименьшие расстояния уста-
навливаются в соответствии с габаритами контактных проводов; расстояние по вертикали
от проводов группового заземления до поверхности земли должно быть не менее 5 м.
252
Пересечения линий связи и радиофикации с контактными сетями
выполняют подземным кабелем. При числе проводов на междуго-
родных линиях связи до 16, а на других линиях связи до 8 допу-
скается пересечение этих линий с контактной сетью постоянного то-
ка в пределах между опорами. Эти пересечения нельзя располагать
над сопряжениями анкерных участков, на станциях, над пассажир-
скими платформами, на остановочных пунктах, над переездами
и пешеходными мостиками. Угол пересечения принимают близким
к 90°, но не менее 45°. Воздушные пересечения выполняют только
биметаллическими проводами площадью сечения не менее 25 мм2.
44» Выбор способа прохода контактной подвески
в искусственных сооружениях
Выбор способа прохода контактной подвески в искусственных
сооружениях производят в зависимости от типа и конструкции со-
оружения, от высоты его над уровнем головок рельсов и длины
в направлении вдоль электрифицированных путей. Принятый спо-
соб прохода должен обеспечивать движение поездов с установлен-
ной скоростью, определенную равномерность эластичности кон-
тактной подвески и ее необходимую надежность в эксплуата- -
ционных условиях, для чего обязательно выдерживают габаритные
расстояния, приведенные в § 43.
На подходах к искусственным сооружениям контактные про-
вода следует располагать с уклонами, не превышающими 0,004
(см. § 42).
Под искусственными сооружениями (пешеходные и сигнальные
мостики, однопутные и двухпутные путепроводы и т.п.), длина ко-
торых вдоль пути меньше расстояния между струнами цепной под-
вески (8-12 м) или равна ему, может быть осуществлен один из сле-
дующих основных способов прохода контактной подвески:
использование искусственного сооружения в качестве опоры;
пропуск подвески без крепления к искусственному сооружению;
анкеровка несущего ’ троса на искусственное сооружение или
включение в несущий трос изолированной штанги, прикрепленной
к сооружению.
Первый способ прохода может быть применен в тех случаях,
когда расстояние от головки рельса до нижнего края искусственно-
го сооружения h удовлетворяет следующему условию (рис. 116,п):
min "Ь /к max + ^min J|~ max К, (457)
где минимальная допустимая высота контактных проводов над уровнем
головок рельсов;
Fmax-максимальная стрела провеса несущего троса;
Укmax-наибольшая местная стрела провеса контактных проводов при усло-
виях, определяющих наличие Fmax;
emin “ минимальное расстояние между несущим тросом и контактными про-
водами в середине пролета;
&и-длина изоляторного звена или гирлянды.
253
Рис. 116. Схемы прохода контактной подвески под искусственным сооружением
с использованием его в качестве опоры (а) и без крепления к нему (б)
Если конструкция искусственного сооружения позволяет осуще-
ствить крепление изолятора несущего троса над нижним краем со-
оружения, то величину ки в формуле (457) можно принять равной
^mitb т.е. минимальному расстоянию от частей, находящихся под
напряжением, до заземленных частей, допустимому при данном на-
пряжении контактной сети (см. рис. 118). При компенсированных
подвесках крепление несущего троса на искусственном сооружении
должно обеспечивать возможность продольных перемещений тро-
са; при этом может оказаться необходимым увеличение размера йи.
Для компенсированных подвесок можно принять emjn =
= 034- 0,5 мм. При полукомпенсированных подвесках без скользя-
щих струн величину emin принимают в зависимости от расстояния
между данной струной и средней анкеровкой такой, чтобы угол на-
клона в плоскости подвески не превысил 30°. При скользящих стру-
нах величину emin выбирают по конструктивным соображениям.
Если условие, установленное выражением (457), выполнимо при
нормальной длине пролета, то ближайшие к искусственному соору-
жению опоры располагают на расстоянии, равном длине этого про-
лета. Если же габарит искусственного сооружения не позволяет ре-
ализовать нормальную длину пролета, то следует проверить,
возможно ли использовать сооружение в качестве опоры при
уменьшенной длине соседних пролетов. Для этого сначала опреде-
ляют стрелу провеса несущего троса F'max, допускающую осуще-
ствить подвеску его к сооружению:
Fnax ~ h hK
min ^min /к max • (458)
Расстояния, на которых должны находиться ближайшие к искус-
ственному сооружению опоры, определяются выражениями (рис.
117):
/ = 0,5(/о + Г);
(459)
254
i' = ]/8ZJ<t;ax/w;
(460)
где /0-длина нормального пролета;
Z и РУ-приведенные соответственно натяжение подвески и нагрузка при
режиме, определяющем наличие F!T'ax.
Если подвеска несущего троса к искусственному сооружению по-
требует значительного уменьшения длины пролетов, целесообраз-
нее остановиться на способе прохода контактной подвески под та-
ким сооружением без крепления к нему (рис. 116,6). Это возможно,
если
min У /к max F ^min F - max min F Л min F 1 > min F ^min ?
(461)
где Fmin-стрела провеса несущего троса при температуре £min;
yfmin-подъем несущего троса при минимальной температуре на расстоя-
нии х от середины пролета;
ht min-подъем несущего троса под воздействием токоприемника при ми-
нимальней температуре;
hmin - минимальное допустимое расстояние от частей, находящихся под
напряжением, до заземленных частей.
Ближайшие к искусственному сооружению опоры контактной се-
ти в данном случае устанавливают так, чтобы было выдержано рас-
стояние hmin с учетом всех факторов, указанных в выражении (461).
Если эго условие не удается выполнить, то следует проверить воз-
можность прохода подвески под искусственным сооружением
с установкой на нем отбойников (рис. 118, я). При наличии отбойни-
ков величина h может удовлетворять условию
mm «стах 1 А max
min F ^min F Ttmin F Ho,
(462)
где ho- высота отбойника, не меньшая чем hmjn.
Если имеется возможность закрепить отбойник над нижним
краем сооружения (рис. 118,6), то в выражений (462) можно при-
нять, что ho — /imin.
При отсутствии данных о стрелах провеса Fmax и Fmin расчеты
по формулам (457)-(462) можно выполнить приближенно относи-
тельно беспровесного положения контактных проводов, принимая
вместо йкпйп величины, приведенные в § 43. Значение То для опре-
деления Fo принимают по данным, приведенным в § 9.
Рис. 117. Схема расположения ближай-
ших к искусственному сооружению
опор
Рис. 118. Схемы крепления отбойника
снизу искусственного сооружения (а)
и над его нижним краем (б):
1-провод; 2-отбойник
255
Третий способ прохода контактной подвески под искусственным
сооружением осуществим в тех случаях, когда
h Як min + /к max + U + Zimin, (463)
где и-допускаемое расстояние от контактного провода до отбойника (см. § 43).
При компенсированных подвесках, когда искусственное сооруже-
ние находится не в средней части анкерного участка, применять
третий способ допустимо, только используя перемещающуюся
вдоль пути изолированную штангу, включенную в несущий трос
(рис. 119,6, в).
Если позволяет конструкция искусственного сооружения, воз-
можно осуществить анкеровку несущего троса на нем. При компен-
сированных подвесках это допустимо только при расположении ис-
кусственного сооружения в середине анкерного участка. Ближайшие
опоры в данном случае следует устанавливать от оси сооружения
на расстоянии, не большем половины длины допускаемого в этом
месте максимального пролета. Для компенсации ослабленного сече-
ния контактной сети в местах, где нет несущего троса, необходимо
предусматривать обводные провода (см. рис. 119, в), присоеди-
няемые к основным так, чтобы ослабление сечения сети не превыси-
ло 20% (при условии соблюдения допускаемых длительных токов
в отдельных проводах и в случаях, когда не предусматривается
плавка гололеда электрическим током).
Проход контактной Подвески под сигнальными и пешеходными
мостиками, а также под путепроводами может быть осуществлен
Рис. 119. Схемы прохода контактной подвески под искусственными сооружениями
без изолированной штанги (а) и с нею при биметаллическом (б) и медном (в) несу-
щих тросах:
/-отбойник контактного провода; 2-поперечный электрический соединитель; 3-скользящая
струна; 4-щит ограждения; 5-отбойник несущего троса; 6—изолированная штанга; 7-обвод-
ной электрический соединитель
256
Рис. 120. Схема прохода контактной подвески под путепроводом:
1-отбойник контактного провода; 2-анкеровка несущего троса; 3-щит ограждения; 4-попе-
речный электрический соединитель; 5-ограничитель подъема контактного провода; 6-проме-*
жуточная точка подвеса
по одной из схем, приведенных на рис. 119, под путепроводами,
длина которых вдоль путей превышает 15 м,-по схеме рис. 120. Эти
схемы при компенсированной цепной подвеске применимы только,
если путепровод расположен в середине анкерного участка. Выбор
той или иной схемы рис. 119 определяется вертикальным габари-
том искусственного сооружения. Промежуточную точку подвеса
контактного провода при схеме рис. 120 получают обычно, приме-
нив скользящую струну. При медном несущем тросе и проходе под-
вески по схеме рис. 120 недостающее сечение троса восполняют,
применяя специальное обводное электрическое соединение, которое
располагают в стороне от пути, или, если скорость движения не
превышает 70 км/ч, закрепляют на контактном проводе (см. рис.
119, в). При анкеровках несущего троса на сооружении для уменьше-
ния отжатия контактных проводов иногда устанавливают ограни-
чительные кольца (см. рис. 120).
В том случае, когда на электрифицируемой линии имеются
мосты с ездой поверху, следует устанавливать на них возможно
меньшее число опор. Если имеются мосты с ездой понизу, тоннели
или путепроводы значительной длины, проход контактной подвески
может быть осуществлен или цепной подвеской с малой конструк-
тивной высотой, или простой подвеской.
Цепная подвеска с малой конструктивной высотой образуется
значительным сближением точек подвеса несущего троса. Расстоя-
ние между точками крепления несущего троса в данном случае
определяют по формуле (460) в зависимости от возможной стрелы
провеса троса, вычисляемой по формуле (458). При этом расстояние
emin может быть уменьшено до определяемого конструкцией сколь-
зящих зажимов или струн.
На мостах с ездой понизу при низко расположенных верхних
ветровых связях моста устанавливают специальные конструкции
для подвески несущего троса (рис. 121). Размещение этих конструк-
ций должно быть увязано с расположением ветровых связей моста,
а минимальная необходимая высота й' для схем рис. 121, а и
б может быть определена соответственно по формулам:
Knin ~ Е^кпнп 4“ 7 к max 4" ^min + 7 + Ki] “ > (464)
~ Е^к min Ук max 4~ ^min 4“ & max 4“ 0,3] - h. (465)
257
9. Зак. 1448
Рис. 121. Схемы установки на мостах с ез-
дой понизу П-образной конструкции (а)
и поворотной консоли (б)
На мостах с ездой понизу полукомпенсированная подвеска
с малой конструктивной высотой может быть применена и в тех
случаях, когда габарит порталов моста не позволяет пропустить не-
сущий трос, но ветровые связи расположены так, что на них можно
закрепить изоляторы для несущего троса. Тогда основной несущий
трос 1 (рис. 122, а) анкеруют с обеих сторон моста на порталах,
а в его средней части подвешивают дополнительный отрезок троса 3,
соединяемый с основными электрическими соединениями 2.
В сводах тоннелей для увеличения высоты точек крепления несу-
щего троса могут быть устроены ниши. В двухпутных тоннелях, если
позволяет очертание свода, по оси междупутья укрепляют спе-
циальную конструкцию, на которой размещают консоли для кон-
тактных подвесок обоих путей.
При смешанной тяге для уменьшения воздействия на изоляторы
дыма и газов изоляторы смещают в сторону от оси пути, распола-
гая их вне габаритов токоприемника. Контактный провод также
смещают на 30-40 см в сторону от оси пути, а при двух контактных
проводах располагают их на указанном расстоянии по обе стороны
от оси пути.
Применение более тяжелой контактной подвески улучшает каче-
ство токосьема, вследствие чего желательно подвешивать под ис-
кусственным сооружением второй контактный провод, если на
участке применена подвеска с одним проводом сечением 100 мм2.
В тех случаях, когда устройство цепной подвески с малой кон-
структивной высотой невозможно, применяют простую подвеску
с двумя контактными проводами сечением по 100 мм2 каждый или
с одним сечением 150 мм2. При одном контактном проводе в ос-
новной подвеске дополнительный контактный провод анкеруют на
опорах, расположенных по обе стороны от искусственного сооруже-
ния (обычно на вторых, считая от сооружения). Несущий трос за-
крепляют на искусственном сооружении с обеих сторон (при ком-
Рис. 122. Схемы контактных подвесок - цепной с малой конструктивной высотой (а)"
и простой с двумя контактными проводами (б)
258
Таблица 69
Серия токоприемника Ртах, даН, при скоростях движения, км/ч
100 120 140 160
Л 13 14 16 19
т 20 22 26 32
Примечание. Значения Ртах при других скоростях движения могут быть определены
линейной интерполяцией.
пенсированных подвесках в случае необходимости через компенса-
тор), а контактные провода для увеличения эластичности подвеши-
вают или на поперечных тросах (рис. 122, б), или на специальных
кронштейнах, укрепленных на искусственном сооружении. Расстоя-
ния между точками подвеса контактных проводов принимают в за-
висимости от местных условий, но не более 12 м. Крепления кон-
тактных проводов должны обеспечивать возможность их перемеще-
ний вдоль пути при изменениях температуры.
Приближение контактных проводов к элементам искусственных
сооружений должно быть проверено при максимальных нажатиях
токоприемников, зависящих от их типа и скорости движения поез-
дов на участках трассы, где расположены эти сооружения. При от-
сутствии достоверных данных о максимальных нажатиях токо-
приемников Ртах можно пользоваться примерными значениями,
приведенными в табл. 69.
В том случае, когда ни один из описанных способов прохода
контактной подвески в искусственном сооружении нельзя приме-
нить и невозможно или неэкономично опускание путей, сооружение
подлежит переустройству. Как исключение, если позволяют условия
движения поездов, может быть принято решение о пропуске подве-
ски без ее изоляции от сооружения с устройством по обеим его сто-
ронам нейтральных вставок (см. § 45). w
45. Составление планов контактной сети станций
Планы контактной сети станций составляют, увязывая их с су-
ществующими и выполняемыми проектами: путевого развития
станций, сооружаемых мостов и путепроводов, переходов вновь со-
оружаемых линий электропередачи и переустройства существую-
щих, СЦБ и связи, укладки или переустройства водопровода и ка-
нализации и других подземных коммуникаций, тяговых подстанций,
постов секционирования и параллельного соединения путей, а так-
же электродепо.
Для выбора наиболее правильного решения необходимо срав-
нить несколько возможных вариантов разбивки опор с учетом
удовлетворения всех технических требований, предъявляемых к кон-
тактной сети, и выбрать самый экономичный.
9*
259
Работы по составлению планов контактной сети на станциях
удобно производить в такой последовательности: подготовка плана
станции; наметка мест, где необходима фиксация контактных про-
водов; разбивка опор в горловинах, по концам станции, в средней
части станции; разбивка анкерных участков; разбивка зигзагов;
трассировка питающих, отсасывающих и других проводов; обра-
ботка плана контактной сети; подбор типов опор, фундаментов,
консолей и пр.
Рассмотрим выполнение каждой из перечисленных выше работ
отдельно, хотя некоторые из них настолько связаны друг с другом,
что такое разделение является условным.
Подготовка плана станции. Обычно используют план в масшта-
бе 1:1000; он наиболее удобен для производства разбивки опор. На
плане тонкими вертикальными линиями наносят условные стан-
ционные пикеты, располагаемые через каждые 100 м по обе сто-
роны от оси пассажирского здания станции, принимаемой за нуле-
вой пикет. В дальнейшем для упрощения ось пассажирского здания
станции будем называть осью станции.
На плане указывают оси всех подлежащих электрификации пу-
тей, число которых зависит от размеров движения, рода поездов,
переводимых на электрическую тягу, организации движения поез-
дов и типа маневрового локомотива. На промежуточных станциях
при грузовом движении и отсутствии маневровых автономных ло-
комотивов контактную сеть монтируют над всеми путями. На
крупных станциях, обслуживаемых автономными маневровыми ло-
комотивами, контактную сеть подвешивают на путях, предназна-
ченных для непосредственного приема или отправления с них поез-
дов на электрифицированные участки, на путях электровозного
и моторвагонного депо, путях подачи и уборки электровозов, в от-
дельных случаях на некоторых других. Пути, которые используют
только для отправления поездов на электрифицированные участки,
можно оборудовать контактной сетью лишь в головной части на
протяжении 150-200 м полезной длины.
Кроме электрифицируемых, на плане станции показывают все
остальные неэлектрифицируемые пути, а также пути, предпола-
гаемые к укладке или передвижке в соответствии с дальнейшим
развитием станции и примыканием других линий.
Размеры всех междупутий указывают цифрами между соответ-
ствующими путями через каждые 100 м. На планах показывают все
кривые, приводят длину каждой из них и радиус, отмечают разные
уровни, насыпи, выемки, кюветы и другие водоотводные сооруже-
ния, а также центры стрелочных переводов, которые отмечают бук-
вами ЦП. Около каждого центра должна быть указана марка кре-
стовины стрелочного перевода. Иноогда отмечают места располо-
жения остряков стрелок.
На план наносят все оказывающие влияние на расположение
опор здания, указывая их размеры, искусственные сооружения,
платформы, воздушные и кабельные линии, сигналы и т. п., отмечая
их расположение относительно оси станции и ближайших путей.
260
Рис. 123. Схема расположения фиксированной воздушной стрелки над обыкно-
венным стрелочным переводом:
1-остряк стрелочного перевода; 2-анкеруемая ветвь подвески; 3-область наилучшего распо-
ложения фиксирующей опоры; 4-точка пересечения контактных проводов; 5-математический
центр крестовины; 6-центр стрелочного перевода
Все подземные коммуникации указывают как можно точнее; места
расположения опор, которые намечается впоследствии установить*
вблизи от этих коммуникаций, согласовывают с соответствующими
организациями. Кроме того, на планах станций приводят характе-
ристики грунтов и грунтовых вод.
Наметка мест, где необходима фиксация контактных проводов.
Устройства для фиксации контактных проводов необходимо пред-
усматривать на всех стрелочных переводах электрифицированных
путей, над которыми должны быть расположены воздушные стрел-
ки, на переходных стрелочных кривых и в других местах, где кон-
тактные провода изменяют направление. В дальнейшем некоторые
из намеченных мест, возможно, не будут оборудованы фиксиру-
ющими устройствами, однако до разбивки опор необходимо отме-
чать все без исключения места, в которых требуется фиксировать
контактные провода. Отметку производят тонкой вертикальной ли-
нией, около которой указывают пикет (расстояние от оси станции)
того места, где требуется фиксирующее устройство. При оконча-
тельной обработке плана эти линии стираю!.
На одиночных стрелочных переводах наилучшие условия прохо-
да токоприемника по воздушной стрелке во всех направлениях по-
лучаются при расположении фиксирующих устройств на расстоя-
нии 1-2 м от точки пересечения контактных проводов в сторону
остряка стрелки.
Наилучшим расположение контактных проводов, образующих
воздушную стрелку для обыкновенных стрелочных переводов (рис.
123), будет тогда, когда точка пересечения проводов находится ме-
жду осями прямого и отклоненного путей и отстоит от каждого из
них на 360-400 мм, т. е. там, где расстояние между внутренними гра-
нями головок соединительных рельсов крестовины равно 730-800 мм.
Расстояния до наилучшего места установки фиксирующих
устройств приведены в табл. 70.
9$ Зак. 1448 261
Таблица 70
Марка кресто- вины Расстояния, м, до места уста- новки фиксирующих устройств Марка кресто- вины Расстояния, м, до места уста- новки фиксирующих устройств
от остря- ка перево- да от центра перевода от матема- тического центра кре- стовины от остря- ка перево- да от центра перевода от матема- тического центра крестовины
1/22 39,5 12,5 21,0 1/11 17,5 7,5 9,5
1/18 32,5 10,8 17,0 1/9 17,0 6,0 8,0
1/15 26,5 10,5 12,0 1/6 — 3,5 5,5
На перекрестных стрелочных переводах контактные провода
должны иметь двойное (ромбовидное) пересечение. При глухом
пересечении путей точку перекрещивания контактных проводов рас-
полагают над его центром.
Зигзаги контактных проводов а и b (рис. 124) выбирают в зави-
симости от расстояния опоры до центра стрелочного перевода
X (табл. 71). Размеры в табл. 71 приведены для случая, когда зигза-
ги а и b равны. Если в соответствии с зигзагами в соседних проле-
тах зигзаги а и b требуется изменить, их можно выполнить разны-
ми по величине, но сумма их должна быть равна 2а.
Разбивка опор в горловинах. Наиболее трудно разместить опоры
в горловинах, так как здесь имеется большое число стрелочных
переводов. Как правило, расстояния между намеченными ранее ме-
стами, в которых необходима фиксация контактных проводов, не
совпадают с максимальными пролетами, возможными для данной
местности. Если в частных случаях получится такое совпадение или
расстояния между местами фиксации незначительно меньше допу-
скаемых пролетов, то наиболее целесообразно в каждом месте, где
требуется фиксация контактных проводов, поставить несущие
опоры. Если же установка только несущих опор приведет к значи-
тельному уменьшению длин пролетов (и, следовательно, к удорожа-
нию контактной сети), необходимо определить, возможно ли вы-
полнить часть воздушных стрелок нефиксированными. Это допу-
скается только для стрелок, не примыкающих к главным путям.
В местах расположения воздушных стрелок у главных путей и
в других случаях, когда контактные провода изменяют направле-
на б л и ц а 71
X, м Зигзаги, см, при марке крестовины X, м Зигзаги, см, при марке крестовины
1/9 1/11 1/15 1/9 1/11 1/15
1 25 23 23 6 43 37 33
2 28 25 25 7 — 40 35
3 31 28 27 8 — 44 37
4 35 31 29 9 — — 39
5 39 34 31 10 — — 41
262
ние, нужно установить несущие
или фиксирующие опоры.
У главных путей желательно
устанавливать несущие опоры.
Все воздушные стрелки подве-
сок на главных путях выполняют
с пересечением контактных про-
водов и подвеской несущих тро-
сов па опоре. Пересечения на воз-
душных стрелках главных путей
станции компенсированной и по-
лукомпенсированной подвесок не
допускают. Фиксацию пересекаю-
щихся проводов желательно про-
изводить с одной стороны, для
чего подвески в плане надо рас-
полагать так, чтобы усилия от из-
менения направления проводов
были направлены в одну сторону.
Нефиксированные стрелки
применяют в тех случаях, когда
на опорных конструкциях, распо-
ложенных не далее 20 м от стре-
лочного перевода, возможно кре-
пление проводов, обеспечиваю-
щих монтаж воздушной стрелки
без фиксаторов. Это может быть
выполнено или смещением ан-
керных опор на такое расстояние,
чтобы анкеруемые провода про-
ходили без излома (рис. 125, а),
или закреплением пересекающих-
ся проводов на фиксирующих
тросах гибких или жестких попе-
речин так, чтобы эти провода на
стрелках не изменяли направле-
ния (рис. 125,6).
Если место расположения воз-
душной стрелки находится неда-
леко от консольной опоры, не-
фиксированная стрелка может
быть образована путем соответ-
ствующего расположения пересе-
кающихся несущих тросов на кон-
соли и установкой специальных
фиксаторов для контактных про-
водов. В необходимых случаях
при одиночных стрелочных пере-
водах можно смещать место ус-
Рис. 124. Схема для определения зиг-
загов контактных проводов на воз-
душной стрелке
Рис. 125. Схемы нефиксированных воз-
душных стрелок, получаемых за счет
соответствующего габарита анкерной
опоры (а) и при отсутствии изменения
направления пересекающихся прово-
дов на жесткой поперечине (б):
/-нефиксированные воздушные стрелки;
2- фиксированные
263
тановки несущих или фиксирующих опор от выбранного в соот-
ветствии с табл. 70 в сторону центра перевода на расстояние
1-2м от него; однако это несколько ухудшит условия работы
воздушной стрелки. Л опускается^ смещать опоры от наилучшего
.в. ...стероцувкдесдаввдцГ марок
1/11 и на 2 м для более пологих. w
При выборе мест расположения фиксирующих опор желательно
одну опору использовать для фиксации нескольких точек, а при
разностороннем направлении усилий, действующих на фиксаторы,
надо устанавливать две опоры с одним или двумя фиксирующими
тросами (фиксирующие поперечины). Сжатые фиксаторы на воз-
душных стрелках не применяют.
Длина пролетов между несущими опорами, из которых хотя бы
одна фиксирует воздушную стрелку, должна быть проверена по до-
пускаемым ветровым отклонениям, если величина и направление
зигзагов контактных проводов на воздушных стрелках отличаются
от учитываемых в расчетах при определении допускаемой длины
пролетов.
При разбивке опор в горловинах необходимо учитывать воз-
можность анкеровок всех проводов путей, заканчивающихся (или
начинающихся) в горловинах, без установки дополнительных ан-
керных опор и стремиться к максимальному совмещению опор раз-
личного назначения (несущих, анкерных и фиксирующих). Нежела-
тельны пересечения различных ветвей контактных подвесок.
Следует размещать секционные изоляторы вблизи опор, обеспе-
чивать возможность установки и присоединения к сети секционных
разъединителей в соответствии с принятой схемой секционирования
станции, а также подвеску питающих, усиливающих или других
проводов, закрепляемых на опорах контактной сети. Иногда исходя
из требований безопасности для размещения секционных разъеди-
нителей устанавливают дополнительные опоры.
Положение опор контактной сети на плане определяется, как
правило, расстоянием от оси ближайшего пути и расстоянием от
оси пассажирского здания, измеряемым по оси базисного пути, за
который обычно принимают главный путь.
Разбивка опор по концам станции. Основная задача при разбивке
опор по концам станции-увязка мест установки опор для устрой-
ства сопряжений анкерных участков контактных сетей станции
и примыкающих к ней перегонов с местами расположения входных
сигналов. Воздушные промежутки изолирующих сопряжений ан-
керных участков размещают между входным сигналом g знаком
«Граница станции» по каждому из главных путей и первой (со сто-
роны перегона) стрелкой, примыкающей к данному пути. При этом
желательно, чтобы входной сигнал был расположен не далее 300 м
от центра крайнего стрелочного перевода пути прибытия. Край-
нюю переходную опору устанавливают не ближе 5 м от входного
сигнала в сторону станции. Крайняя со стороны перегона анкерная
опора может быть. установлена и до входного сигнала. В необхо-
димых случаях в качестве анкерных для станционных подвесок мо-
264
гут быть использованы ближайшие к станции переходные опоры;
производить анкеровки станционных подвесок на другие пере-
ходные опоры не рекомендуется.
Выбирая места расположения изолирующих сопряжений, необ-
ходимо предусматривать возможность перестановки сцепа двух
электровозов с одного пути станции на другой при снятии напряже-
ния с контактной сети перегонов. Изолирующие сопряжения на
главных путях двухпутных и многопутных линий размещают по
возможности в створе друг с другом.
Опоры, находящиеся у входных сигналов, желательно со сто-
роны перегонов устанавливать не ближе чем на 25 м от сигналов.
Длину пролетов между переходными опорами следует выбирать
в соответствии с рекомендациями, приведенными в § 42. В тех слу-
чаях, когда не удается выполнить все требования, предъявляемые
к местам расположения изолирующих сопряжений при максималь-
ной допускаемой длине пролетов, можно во избежание переноса
сигналов уменьшить длину пролетов. Если же и это не даст необхо-
димых результатов, то входные сигналы переносят в сторону пере-
гонов на расстояния, согласованные со службой сигнализации
й связи.
Расположение опор для крайних сопряжений анкерных участков
увязывают с расположением опор в горловинах. Обычно это не
представляет затруднений, так как места установки ближайших
к оси станции опор сопряжений выбирают в зависимости от наме-
ченного ранее расположения крайних опор в горловинах. Получен-
ную длину пролетов проверяют по условиям размещения зигзагов
контактных проводов во всех случаях нарушения нормальной вели-
чины и направления зигзагов.
Разбивка опор в средней части станции. Условия разбивки опор
в средней части станции обычно значительно проще, чем в горло-
винах или по концам, поэтому’ размещение опор здесь производят
в последнюю очередь. В отдельных случаях при усложнении этих
условий указанная последовательность разбивки опор может быть
изменена.
Если в пределах станции расположены какие-либо искус-
ственные сооружения, то сначала выбирают способ прохода кон-
тактной сети через них (см. § 44). В соответствии с принятым спосо-
бом намечают места установки ближайших к сооружениям опор.
Кроме того, намечаюз места установки опор у пассажирских зда-
ний, пакгаузов и т. д. После этого на оставшихся частях станции, по
возможности применяя максимальные допускаемые пролеты, наме-
чают- места для опор жестких или гибких поперечин. Отдельные
парки и группы путей с учетом схемы секционирования желательно
оборудовать поперечинами, механически не связанными, ^ам, где
это выполнить не удается, следует исходя из технико-экономиче-
ской целесообразности рассмотреть вопрос о раздвижке путей для
установки опор в междупутьях или о снятии одного из путей. Допу-
скается применять средние опоры гибких поперечин с креплением
тросов двух поперечин на одной опоре с разных сторон.
265
Если необходимо перекрыть жесткой поперечиной более восьми
путей, то при наличии (или создании) междупутья достаточной ши-
рины устанавливают две поперечины. Эти поперечины сдвигают
вдоль станции таким образом, чтобы внутренние стойки были уста-
новлены в одном и том же междупутье, а каждая из поперечин
перекрывала не больше восьми путей.
Длину одного-двух пролетов, расположенных примерно в сере-
дине анкерного участка подвески главного пути станции, снижают
на 10% относительно максимальной в данном месте, чтобы разме-
стить среднюю анкеровку. При симметричном расположении стан-
ционных путей в этих пролетах можно выполнить средние анкеров-
ки и других анкерных участков. Если же это окажется недопу-
стимым по условиям компенсации, то для других средних
анкеровок следует также предусмотреть соответствующее число
уменьшенных пролетов.
Пролеты между двумя-тремя жесткими или гибкими попере-
чинами вблизи горловин станции следует принимать короче макси-
мально допускаемых, не увеличивая общего числа опор. Это позво-
лит проще увязать зигзаги на воздушных стрелках, расположенных
в разных концах станции.
Места установки опор для жестких и гибких поперечин нужно
намечать так, чтобы поперечины были расположены перпендику-
лярно к оси перекрываемых ими путей. Если поперечину необходи-
мо расположить под углом, то схему ее расположения с углами
разворота фундаментов показывают на плане отдельно. Иногда до-
пускается устанавливать опоры гибкой поперечины за располо-
женным у путей зданием и использовать его стену для закрепления
фиксирующего троса. При установке опор на пассажирских плат-
формах и вблизи пассажирских зданий необходимо соблюдать тре-
бования, указанные в § 43.
После того как все опоры контактной сети на станции устано-
влены окончательно, необходимо около каждой из них указать га-
барит относительно оси ближайшего пути и расстояние (пикет) от
оси станции. Кроме того, следует проверить наличие и правиль-
ность всех отметок о длине пролетов.
Разбивка анкерных участков. После разбивки опор по всей дли- *
не станции производят разбивку анкерных участков и окончательно
выбирают места установки анкерных опор. Для анкеровок старают-
ся использовать намеченные ранее опоры и только в отдельных
случаях добавляют специальные анкерные опоры, не воспринима-
ющие других нагрузок.
Над главными путями, по которым возможно движение поездов
с высокими скоростями, по всей длине должна быть контактная
сеть того же типа и сечения, что и на перегоне. Анкерные участки
подвесок главных путей обычно располагают от крайних в сторону
перегона анкерных опор сопряжений в одном конце станции до та-
ких же опор на другом конце. Если нужно, делают два-три ан-
керных участка.
266
Рис. 126. Схемы расположения кон-
тактных проводов с двойным их
пересечением на одной воздушной
стрелке (а) и двух встречных стрел-
ках с двойным (6) и тройным (в)
пересечением
Над главными путями, по которым не предусматривают движе-
ния с высокими скоростями (например, на тупиковых станциях),
иногда выполняют подвеску ту же, что и для остальных путей стан-
ции. В этих случаях для уменьшения числа анкерных участков их
провода могут на стрелочных съездах переходить с одного пути на
любой другой. Если длина анкерных участков станционных путей
превышает допускаемую, то проектируют сопряжения, размещая их
по возможности на крайних путях. На съездах между главными пу-
тями, как правило, предусматривают отдельные анкерные участки.
В процессе разбивки анкерных участков стремятся к тому, чтобы
при раскатке проводов цепных подвесок вносилось меньше наруше-
ний в работу станции. Для этого предусматривают возможность
раскатки всех проводов сбоку от путей с последующей передвижкой
раскатанных проводов в требуемое положение по тросам гибких
поперечин. Кроме того, стремятся не пересекать главные пути.
При разбивке анкерных участков желательно все воздушные
стрелки выполнять с одиночным пересечением контактных прово-
дов. Если же по каким-либо причинам это сделать не удается, то
воздушные стрелки проектируют с двойным пересечением прово-
дов, разнесенным на пролет (рис. 126, а). Двойное пересечение без
разнесения ца пролет не рекомендуется, а «открытые» воздушные
стрелки, т. е. выполненные без пересечения проводов, вообще
недопустимы.
Встречные простые стрелки, если они расположены на незначи-
тельном расстоянии одна от другой, могут быть образованы одной
и той же парой проводов. Между опорами, фиксирующими провода
на стрелках, оба контактных провода располагают на рабочей вы-
соте. При этом воздушные стрелки выполняют или с двойным
пересечением контактных проводов (рис. 126, б), или, если это тре-
буется по условиям разбивки анкерных участков, с тройным
( рис. 126, в). Контактные провода главных путей или путей пре-
имущественного направления движения на воздушных стрелках
располагают снизу.
На металлических опорах без оттяжек размещают не более двух
анкеровок цепных подвесок с каждой стороны опоры при условии
установки опоры соответствующего типа и возможности размеще-
ния компенсаторов. На железобетонных опорах можно выполнять
267
анкеровки с компенсаторами только со стороны, противоположной
той, на которой размещают оттяжки. Расположение анкеровочных
ветвей подвесок над пассажирскими платформами, навесами и кры-
шами зданий допускают как исключение при условии, что эти ветви
будут изолированы от частей контактной сети, находящихся под
напряжением, и заземлены.
По окончании разбивки анкерных участков подсчитывают их
длину, у начала и конца каждого из участков указывают ее и номер
участка и составляют спецификацию. Когда окончательно опреде-
лены начало и конец каждого из анкерных участков, отмечают ме-
ста расположения средних анкеровок на тех участках, для которых
они необходимы. При этом, если средние анкеровки не попадают
в намеченные ранее уменьшенные пролеты, производят соответ-
ствующую переразбивку опор с корректировкой отметок длин про-
летов и габаритов опор.
Разбивка зигзагов. Размещение зигзагов следует начинать с воз-
душных стрелок. Величины зигзагов в зависимости от месТа распо-
ложения фиксирующего устройства приведены в табл. 71. После
того как намечены зигзаги на всех воздушных стрелках, производят
увязку зигзагов между близко расположенными стрелками, для че-
го иногда уменьшают их нормальную величину на соответству-
ющих опорах.
Затем намечают зигзаги на опорах, расположенных на кривых,
после чего их увязывают с намеченными ранее зигзагами. Разме-
чают зигзаги проводов у опор сопряжений анкерных участков в со-
ответствии с принятой ранее схемой. Для удобства присоединения
проводов от продольных секционных разъединителей желательно
«открытые» стороны изолирующих сопряжений располагать со сто-
роны станции, чтобы отводимые на анкеровку подвески перегонов
были ближе к переходным опорам, на которых установлены разъе-
динители. Зигзаги проводов на опорах сопряжений увязывают
с зигзагами на опорах, расположенных у ближайших к сопряже-
ниям стрелок.
Если в необходимых местах заранее предусмотрены пролеты,
уменьшенные по сравнению с максимально допускаемыми, разме-
щение и увязка зигзагов не представляют особых затруднений. Од-
нако в этом случае необходимо проверить длину пролетов (по спра-
вочным материалам или с помощью специальных лекал) и при
необходимости изменить величины, принятые ранее.
Трассировка питающих, отсасывающих и других проводов. Пи-
тающие и отсасывающие линии от тяговых подстанций к контакт-
ной сети обычно выполняют воздушными и только в исключи-
тельных случаях (с соответствующим обоснованием) кабельными.
Если эти линии кабельные, трассировку выполняют по кратчайшим
расстояниям между тяговыми подстанциями и местами присоеди-
нения линий к контактной или рельсовой сети с учетом возможно-
сти производства земляных работ.
Воздушные питающие и отсасывающие линии, как правило, под-
вешивают на опорах контактной сети. Для подвода линий от зда-
268
ния тяговой подстанции до ближайших опор контактной сети уста-
навливают самостоятельные опоры. В необходимых случаях их
: устанавливают и в других местах, но число таких опор должно
быть возможно меньшим. В качестве специальных обычно исполь-
зуют типовые опоры контактной сети. При подвеске проводов пи-
тающих и отсасывающих линий должны быть соблюдены тре-
буемые расстояния между проводами различных линий, а также ме-
' жду проводами линий и контактной сети (см. в § 43).
Питающую и отсасывающую линии, идущие вдоль станции, как
правило, подвешивают с полевой стороны опор контактной сети.
Такие линии желательно располагать вдоль одной стороны стан-
ции, оставляя другую для подвески проводов линий продольного
электроснабжения, дистанционного управления и др. На опорах
гибких поперечин высотой 15 м с полевой стороны размещают нс
более двух воздушных линий. На консольных опорах и опорах
* жестких поперечин высотой до 10 м с полевой стороны может
быть размещено не более одной питающей или отсасывающей ли-
нии. Если имеются надставки, на этих опорах можно подвесить
и две линии.
При большом числе проводов отсасывающей линии устанавли-
вают дополнительные опоры. На таких опорах высотой до 10 м
может быть подвешено не более двух различных линий (по одной
на противоположных сторонах опор), а на специальных опорах вы-
сотой 15 м-не более четырех различных линий (по две на противо-
положных сторонах опор).
На опорах высотой до 10 м без применения специального ан-
керного кронштейна может быть осуществлена анкеровка Только
, одной воздушной линии (с одной стороны опоры), а на опорах вы-
сотой 15 м можно выполнить с одной стороны анкеровку двух раз-
личных линий, расположив их на разной высоте. Применяя спе-
циальный анкерный кронштейн, позволяющий осуществить анке-
ровку двух линий на одной высоте, указанное число анкеровок на
\ различных опорах можно удвоить.
До полотна железной дороги, как правило, питающие и отсасы-
вающие линии выполняют так, чтобы число их проводов в одной
точке подвеса не превышало четырех. Длину пролетов выбирают из
условия сохранения допускаемых вертикальных габаритов при на-
ибольших стрелах провеса проводов. Отсасывающие линии разме-
щают ниже питающих. Расположение проводов над пассажирскими
платформами, навесами и крышами зданий допускают при условии
соблюдения габаритов, приведенных в табл. 68. При этом провода
в местах прохода над платформами должны иметь двойные
крепления.
Переходы проводов питающих и отсасывающих линий через
контактные сети путей осуществляют, применяя специальные
н опоры, установленные по обе стороны путей, с анкеровкой прово-
дов воздушных линий на этих опорах. На каждой опоре можно ан-
керовать не более двух различных линий, если установлены спе-
циальные анкерные кронштейны. Типы' опор и конструктивное
269
выполнение пересечения питающих и отсасывающих линий с линия-
ми связи, СЦБ, с автомобильными и железными дорогами должны
соответствовать требованиям Правил устройства электроустановок.
В отдельных случаях допускают устройство переходов воз-
душных линий по опорам гибких поперечин с соблюдением правил
безопасности работы на поперечинах при наличии напряжения
в линии.
Станционные питающие линии к контактной сети присоединяют
через секционные разъединители в соответствии с принятой схемой
секционирования по возможности ближе к тяговой подстанции.
Присоединения перегонных питающих линий к контактной сети
при расположении тяговой подстанции в пределах станции осу-
ществляют в местах изолирующих сопряжений анкерных участков
(желательно на ближайших к оси станции переходных опорах). При
расположении тяговой подстанции на перегоне за пределами изоли-
рующего сопряжения анкерных участков такие присоединения вы-
полняют непосредственно у подстанции. Если тяговая подстанция
расположена далеко в стороне от железнодорожных путей и пита-
ющие и отсасывающие линии проходят вне полосы отвода, трасси-
ровку выполняют в соответствии с требованиями Правил устрой-
ства электроустановок.
На промежуточных станциях без тяговых подстанций постоян-
ного тока при наличии усиливающих проводов на перегонах для
тех участков станций, где сечение контактных сетей главных путей
(с учетом подключенных параллельно подвесок станционных путей)
оказывается меньше, чем на перегонах, предусматривают подвеску
усиливающих проводов.
Трассировку линий электропередачи 6-10 кВ при постоянном
токе и линий продольного энергоснабжения 25 кВ при переменном,
как правило, выполняют на одних чертежах с планами контактной
сети.
По окончании трассировки питающих, отсасывающих и других
проводов подсчитывают длину их анкерных участков и приводят ее,
указывая марки проводов или кабелей, в отдельных спецификациях.
Обработка плана контактной сети. Обрабатывая план контакт-
ной сети станции, в соответствии с принятой схемой секционирова-
ния на нем отмечают места установки секционных изоляторов,
указывая их типы и места включения секционирующих -изоляторов
в тросы жестких и гибких поперечин и в нерабочие ветви цепных
подвесок. Места установки секционных изоляторов определяются
расстоянием от несущих опор до начала изолятора. Это расстояние
для секционных изоляторов, устанавливаемых у стрелок, при-
нимают в пределах от 10 до 20 м, а в остальных случаях-не бо-
лее 5 м.
На план наносят все секционные разъединители, изображаемые
у тех опор, на которых они должны быть установлены. (На ан-
керных опорах для контактных подвесок секционные разъединители
не устанавливают.) Проверяют наличие обозначений продольных
электрических соединителей на воздушных стрелках и обводных со-
270
единений в тех местах, в которых они должны быть (с учетом обес-
печения плавки гололеда там, где это предусмотрено). Показывают
электрические соединители в местах пересечения цепных подвесок
и между проводами подвесок путей, входящих в одну общую сек-
цию станционной контактной сети (через ЗОО-ЛОО м друг от друга
и в местах трогания электровозов), а также заземления и места
установки разрядников (см. п. 41). Еще раз проверяют наличие
и правильность всех необходимых условных обозначений длины
пролетов, пикетов, обратных фиксаторов, средних анкеровок, габа-
ритов опор, мест установки опор на насыпях и в выемках и т.п.
Все опоры, установленные на станции (включая специальные для
питающих и отсасывающих линий), нумеруют в направлении счета
километров, начиная с первой анкерной опоры сопряжения ан-
керных участков в одном конце станции и кончая последней на дру-
гом конце. Желательно, чтобы опоры, расположенные со стороны
четных путей, имели четные номера, а со стороны нечетных
путей - нечетные.
Нумерацию анкерных участков по возможности рекомендуется
давать в соответствии с номером пути, над которым расположена
подвеска. При этом анкерные участки главных путей следует нуме-
ровать римскими цифрами, а прочих станционных
путей - арабскими.
Подсчитываю!' и указывают на плане суммарную длину всех
электрифицированных путей. Длину главных путей учитывают на
расстоянии между крайними в сторону перегонов анкерными опо-
рами сопряжений анкерных участков, а длину станционных путей—
на расстояниях между центрами соответствующих стрелочных
переводов.
Вдоль всего плана станции могут быть размещены таблицы,
аналогичные применяемым на планах перегонов (см. рис. 129). Если
таких таблиц нет, все необходимые данные должны быть указаны
в соответствующих местах плана (см. рис. 127). В примечаниях
к плану указывают, на основании каких материалов он составлен,
приводят основные условия установки опор, принятые на данном
участке, все отступления или дополнительные указания по строи-
тельству и монтажу контактной сети станции и перечисляют номе-
ра опор, которые заземляют на рельсы двойными заземлениями.
Подбор типов опор, фундаментов и консолей. Типы опор подби-
рают по максимальным значениям изгибающих моментов
у оснований или в других расчетных сечениях в соответствии с ре-
комендациями, приведенными в гл. IX. Перед этим выявляют
группы спор, имеющих одинаковые схемы и значения расчетных
нагрузок, необходимые расчеты производят только для опор, пред-
ставляющих каждую из указанных групп. Для подбора опор с жест-
кими и гибкими поперечинами предварительно производят расчеты
соответствующих поперечин и определяют наибольшие усилия,
передающиеся на опоры. Анкерные консольные опоры, как правило,
устанавливают железобетонные с оттяжками. В тех случаях, когда
невозможно разместить оттяжки, не обеспечивается предо твраще-
271
—w
6
8
con
-w
w—
w~
55 0/7136.6-2
Линия ДПР,
/1 2АС-35/6Д
65
Cl36. 6-3
58
'Питающие линии
A-185
1270
6 KH
Рис. 127. Участок плана контактной сети на
станции линии переменного тока
2C 136.6-2(^)52 54
5бГ)С136.6-2
zcw.o-zQQw
ние случайных повреждений оттяжек или необходимо выполнить
несколько анкеровок, устанавливают металлические анкерные
опоры без оттяжек. После подбора всех опор проверяют возмож-
ность установки тех опор, которые были намечены в междупутьях.
По максимальным значениям моментов или сил у оснований
опор подбирают соответствующие типы фундаментов для всех
опор, которые предусмотрены к установке с фундаментами. Для
опор, устанавливаемых без фундаментов, подбирают лежни
и опорные плиты, а для оттяжек - анкеры.
Подбор типов консолей и фиксаторов производят в зависимости
от места их расположения, габарита опор, значения и схемы прило-
женных нагрузок. Все типы опор, фундаментов, жестких поперечин
и пр. указывают или в графах специальных таблиц, или непосред-
ственно на плане контактной сети около соответствующих опор;
для каждого вида этих устройств составляют спецификацию.
Для примера на рис. 127 показан участок плана контактной сети
на станции линии переменного тока вблизи условного станционно-
го пикета 600 м. На. участке приведены два пролета по 65 м, огра-
ниченные тремя жесткими поперечинами. Одна из них, перекрываю-
щая 7 путей, имеет стойки из двух железобетонных опор каждая,
две другие, перекрывающие по 6 путей, имеют стойки из оди-
ночных опор. Поперечное секционирование выполнено только ме-
жду подвесками главных путей I и II. Контактные подвески
остальных станционных путей находятся в одних секциях с подве-
ской главного-нечетных путей с подвеской пути /, а четных-II.
С одной стороны электрифицированных путей расположены иду-
щие от тяговой подстанции на перегон две питающие линии, вы-
полненные проводами А-185 каждая, а с другой стороны путей-ли-
ния ДПР из двух проводов АС-35/6,2. Около каждой опоры
показаны: ее номер, тип, условный станционный пикет и габарит
установки относительно ближайшего пути. Приводят еще сведения
о деталях заделки каждой опоры в грунт (на рис. 127 их нет).
272
46. Составление планов контактной сети перегонов
Планы контактной сети перегонов составляют в увязке с суще-
ствующими и выполняемыми проектами мостов и путепроводов.,
переходов вновь сооружаемых линий электропередачи и пере-
устройства существующих, СЦБ и связи, укладки или переустрой-
ства различных подземных коммуникаций. Работы по составлению
планов контактной сети на перегонах удобно выполнять в следую-
щем порядке: подготовка плана перегона; разбивка опор; разбивка
анкерных участков и зигзагов; трассировка усиливающих и других
проводов; обработка плана контактной сети; подбор типов опор,
фундаментов, консолей и пр.
Подготовка плана перегона. План перегона, подготавливают для
разбивки опор контактной сети в схематическом виде (см. рис. 129)
на основании данных, указанных в § 1, выполняют его в масштабе
1:2000.
Число параллельно идущих прямых линий, на которых будет
производиться разбивка опор, соответствует числу имеющихся и
, проектируемых главных путей. Под этими линиями вычерчивают
спрямленный план перегона, а на. нем условными обозначениями
указывают километровые знаки, направления, радиусы и длину
кривых, насыпи и их высоту, выемки и их глубину.
Искусственные сооружения, переезды, путевые здания, пересече-
ния различных линий и места установки сигналов показывают на
условных прямых линиях. Вдоль всего перегона размещают таб-
лицы, в графах которых приводят все необходимые данные
(см. рис. 129).
Между километровыми знаками тонкими вертикальными линия-
ми наносят проектные пикеты, нумеруемые в направлении счета ки-
лометров. Пикеты осей или границ искусственных сооружений, на-
чала и конца кривых и т.п. отмечают в таблице двумя цифрами,
показывающими расстояния от соседних пикетных линий.
Разбивка опор. Поскольку планы контактной сети на станциях
составляют до начала разбивки опор на перегонах, то прежде всего
переносят на план перегона опоры крайних сопряжений анкерных
участков с планов соответствующих станций. Увязку станционных
и перегонных пикетов производят по отметке оси пассажирского
здания станции. Сначала отмечают на плане перегона одну (любую)
из опор крайнего сопряжения анкерных участков и определяют ее
отметку по пикетам перегона. После этого, руководствуясь указан-
ной на плане станции длиной пролетов, переносят на план перегона
все остальные опоры сопряжения и отмечают зигзаги проводов,
принятые на станции.
На однопутных линиях опоры устанавливают со стороны, про-
тивоположной предполагаемой укладке второго пути. На двух-
путных участках опоры располагают в створе по обоим путям, за
исключением опор для ромбовидной подвески и переходных опор
сопряжений анкерных участков, которые иногда смещают одну от-
носительно другой на 5 м.
273
Сначала примерно намечают места расположения всех анкеро-
вок, а затем расставляют опоры. Разбивку ведут пролетами, по воз-
можности равными максимальным допускаемым на данном участ-
ке пути и местности, за исключением районов, в которых возможно
возникновение автоколебаний проводов. В этих районах разбивку
опор иногда производят пролетами, различающимися на 7-8 м.
При пересечении железной дорогой оврагов, балок и других зон не-
большой ширины с повышенным ветровым воздействием опоры
устанавливают в середине таких зон. Определив ориентировочно
возможное расположение анкерных участков, соответствующее чис-
ло пролетов уменьшают по длине на 10% для последующего разме-
щения средних анкеровок. Если по схеме секционирования на дан-
ном перегоне предусматривается устройство изолирующих сопря-
жений анкерных участков, то учитывают необходимое уменьшение
длины пролетов между переходными опорами.
Опоры у переездов располагают таким образом, чтобы расстоя-
ние от проезжей части переезда до края опоры (или ее оттяжки) бы-
ло йе менее 5 м (см. § 43). Указанное расстояние до опоры выдер-
живают также от края каменных или железобетонных труб
и других подобных сооружений, если высота насыпи не позволяет
осуществить заделку опоры над сооружением. Если на перегоне
имеются тоннели, путепроводы или мосты с ездой понизу, то при
разбивке опор учитывают принятые способы прохода контактной
подвески в этих сооружениях (см. § 44).
Разбивка анкерных участков и зигзагов. Длину анкерных участ-
ков принимают возможно большей но условиям трассы, чтобы чис-
ло анкерных опор было минимальным. Сопряжения анкерных
участков проектируют эластичными в трех пролетах. На много-
путных перегонах предусматриваются сопряжения анкерных участ-
ков с применением типовых жестких поперечин.
После окончательного выбора мест установки анкерных опор
и длины анкерных участков там, где это необходимо, отмечают ме-
ста расположения средних анкеровок. Если средние анкеровки не
попадут в намеченные ранее пролеты, в этих местах производят
переразбивку опор, добиваясь размещения средних анкеровок
в уменьшенных по длине пролетах. Анкерные участки нумеруют
в направлении счета километров (на двухпутных линиях участкам
по четному пути присваивают четные номера, а по нечетному-не-
четные). Около анкерных опор указывают номера и длины ан-
керных участков и составляют их спецификацию.
Для всех опор, кроме опор сопряжений анкерных участков по
концам перегонов, которые относят к станционным, в соответ-
ствующих графах таблиц проставляют пикеты опор и габариты их
установки. Там, где это требуется, условными обозначениями по-
казывают обратные фиксаторы.
Разбивку зигзагов проводов следует начинать с кривых, после
чего производят разбивку зигзагов на прямых участках и увязку
с намеченными ранее зигзагами проводов на опорах сопряжений
анкерных участков по концам перегона. При этом может получить-
274
Рис. 128. Схемы расположения и анкеровки усиливающих проводов при неизоли-
рующем («) и изолирующем (б) сопряжениях анкерных участков
ся, что на двух смежных опорах зигзаги имеют одностороннее на-
правление. Во избежание этого на одной из опор контактные про-
вода размещают над осью пути, а на соседних опорах зигзаги
устанавливают в соответствии с принятыми в этом месте длинами
пролетов.
Во всех случаях, когда возникает сомнение в возможности при-
менения той или иной длины пролета при зигзагах проводов, отли-
чающихся от нормальных (особенно в местах сопряжений прямых
и кривых участков пути), следует проверить эти пролеты так, как
было указано в § 45.
Трассировка усиливающих и других проводов. Усиливающие про-
вода обычно располагают на специальных кронштейнах, устано-
вленных на опорах с полевой стороны, или (реже) над консолями,
на которых крепится несущий трос. В местах сопряжений анкерных
участков на линиях постоянного тока усиливающие провода, сече-
ние которых меньше или равно сечению нерабочей ветви подвески,
анкеруют на анкерных опорах со стороны, противоположной анке-
ровке цепных подвесок (рис. 128, п), и устраивают обводные элек-
трические соединения. Остальные усиливающие провода ведут без
анкеровки. В местах изолирующих сопряжений анкерных участков,
расположенных на перегонах, усиливающие провода можно анкеро-
вать по схеме, показанной на рис. 128, 6. На железобетонных опо-
рах анкеровка двух усиливающих проводов со стороны, противопо-
ложной анкеровке цепной подвески, допустима только при двойном
контактном проводе или одном МФ-150. При одном контактном
проводе МФ-100 со стороны, обратной анкеровке цепной подвески,
можно заанкеровать только один усиливающий провод.
Если необходимо обеспечить возможность плавки гололеда
электрическим током, усиливающие провода в местах сопряжений
анкерных участков следует пропускать с учетом сохранения эквива-
лентного сечения сети.
Для линий электропередачи 6—10 кВ через определенные рас-
стояния выполняют транспозицию проводов. При этом на опорах
контактной сети, ограничивающих пролет, в котором осуществляет-
ся транспозиция, устанавливают специальные кронштейны. Спе-
циальные опоры для транспозиции не устанавливают. Расстояние
между анкерными опорами линий электропередачи не нормируется
275
1 _ ФП-З-Я
Z HP-I-5 HP-I-5
J 1-1 -
❖ - ZZZZZZZZEZZZZZZ
5 C0136.6-2 _ _ C0136.6-2
s ю* ~ ~ o> io
лк-3 ПК-fy
7 ю ~з, io
8 C0136.6-2 CO136. 6-2
9 — "—
10 W ° —
77 OP-T-5 HP-I-5
12" ФП-3-Ц Ф0-3-Л
13 ~ gfe
7$ 7 ~§[5Г“~
План линии
Рис. 129. Участок плана контактной
сети на перегоне линии постоянного
тока
и определяется условиями трассы
(пересечения, кабельные переходы
и др.). Продольное секционирова-
ние осуществляют на каждой
станции без тяговой подстанции,
устанавливая один разъедини-
тель.
На анкерных опорах и на опо-
рах с разрядниками при подвеске
проводов линий продольного
электроснабжения применяют уд-
линенные кронштейны, обеспечи-
вающие необходимые для без-
опасной работы расстояния между
частями, находящимися под на-
пряжением. На отходах линий
электроснабжения от контактной
сети устанавливают самостоятель-
ные опоры в соответствии с нор-
мами, принятыми для них. Обыч-
но применяют типовые опоры
контактной сети.
Комплектные трансформатор-
ные подстанции располагают
вблизи железной дороги. Рас-
стояние до них выбирают с учетом профиля земляного полотна
и возможности установки их с пути краном.
На планах контактной сети усиливающие и другие провода
обычно показывают только в местах сопряжений анкерных участ-
ков, переходов с одной стороны пути на другую, отходов к ком-
плектным трансформаторным подстанциям и т. д. После окончания
трассировки усиливающих и других проводов составляют их специ-
фикации с указанием марок проводов и длин анкерных участков.
Обработка клана контактной сети, подбор типов опор, фундамен-
тов, консолей si т. д. При обработке плана контактной сети на пере-
гоне обозначают места расположения разрядников (ем. § 41),
электрических соединителей, секционных разъединителей и т. д.
Производят нумерацию всех опор (кроме опор крайних сопряжений
анкерных участков, относящихся к станциям) в направлении счета
километров, причем на двухпутных линиях опорам со стороны чет-
ного пути присваивают четные номера, а со стороны нечетного
пути - нечетные.
Подбор типов опор, фундаментов, консолей и т. д,, а также со-
ставление спецификаций производят так, как было указано в § 45.
Данные, характеризующие типы опор, фундаментов, консолей, фик-
саторов, и условия их установки указывают в таблицах для каждой
опоры. Состав примечаний на планах контактной сети перегонов
также аналогичен указанному в § 45 для станций.
276
Для примера на рис. 129 показан участок плана контактной сети
на двухпутном перегоне линии постоянного тока между пикетами
ПК-3 и ПК-4. На участке расположен один пролет длиной 60 м и
4 консольные опоры. Со стороны нечетного пути подвешен усили-
вающий провод А-185, а со стороны четного-трехфазная ЛЭП
10 кВ из проводов АС-50/8,0. Около каждой опоры указан ее номер
(15-18), все остальные сведения приводятся в графах таблиц, распо-
ложенных вдоль всего перегона. В верхней таблице даны сведения,
относящиеся к пути /, в нижней-аналогичные данные для пути II.
В строчках 1 и 12 указываются типы фиксаторов, в 2 и 11-типы
консолей (или ригелей, если они-имеются), в 3 и 10-число и типы
верхних лежней, в 4 и 9-число и типы нижних лежней (при необхо-
димости в строках 3, 4, 9 и 10 указывают типы фундаментов и анке-
ров), в строках 5 и 8-типы опор, 6 и 7-расстояния от оси пути до
ближайшего края опоры, м. В строке 13 указывают расстояние
опор, м, от соседних пикетов и в строке 14-то же для искус-
ственных сооружений, кривых и т.д.
ГЛАВА XII
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ОРГАНИЗАЦИИ СТРОИТЕЛЬСТВА
И ЭКСПЛУАТАЦИИ КОНТАКТНОЙ СЕТИ
47. Организация строительства контактной сети
Раздел «Организация строительства» проекта электрификации
железной дороги содержит материалы по организации строитель-
ства контактной сети. В этом разделе должен быть приведен гра-
фик организации всего строительства, в котором указывают: схема-
тический план трассы; объемы основных работ с выделением
работ, производимых в зимнее время; календарные сроки и общую
организацию работ; административное деление строительной
и монтажной организаций, при этом на плане трассы указывают
расположение строительных и монтажных подразделений, про-
изводственных предприятий, баз снабжения, карьеры местных
строительных материалов и путевого балласта, железнодорожные
станции и пристани, где будут разгружать необходимые оборудова-
ние и материалы, подъездные железнодорожные пути, автомо-
бильные дороги и др. Кроме того, составляют сводные ведомости
объемов основных работ и работ, выполняемых в подготови-
тельный период, сводный график потребности в основных оборудо-
вании и материалах, строительных конструкциях, деталях, полуфа-
брикатах и т. д. Все эти данные определяют по планам контактной
сети на станциях и перегонах и другим материалам проекта кон-
тактной сети.
Все работы по сооружению контактной сети разделяют на
строительные и монтажные.
К строительным относят работы по рытью котлованов, забивке
свайных фундаментов, устройству и установке других фундаментов,
транспортировке и установке опор контактной сети и резервной ли-
нии питания устройств автоблокировки (если она предусмотрена
проектом), установке жестких поперечин и оттяжек, окраске метал-
лических конструкций. Кроме того, к строительным работам отно-
сят установку фундаментов и опор для комплектных трансформа-
торных подстанций (КТП и КТПО), устройство габаритных ворот
на переездах через железнодорожные пути и предохранительных
щитов на всех искусственных сооружениях, расположенных над
электрифицируемыми путями.
Все эти работы, как правило, выполняют генеральные подрядчи-
ки (обычно строительно-монтажные тресты Министерства транс-
портного строительства). Строительно-монтажные тресты органи-
зованы по территориальному принципу, в них входят стационарные
подразделения - строительные участки (СУ) и подвижные формиро-
вания-строительно-монтажные поезда (СМП), которые объеди-
278 ' • -
няют отдельные строительные колонны или прорабские пункты,
выполняющие различные определенные виды работ.
Устройства контактной сети, применяемые в большом количе-
стве (например, опоры, фундаменты, ригели), изготовляют на спе-
циализированных заводах, находящихся в районе электрифицируе-
мой железной дороги. Устройства из металла и железобетона,
используемые в ограниченных объемах, изготовляют на строи-
тельных дворах, полигонах и мастерских, имеющихся при строи-
тельных подразделениях.
Для производства работ по сооружению контактной сети широ-
ко применяют поточный метод,-при котором все работы делят на
отдельные комплексные процессы, выполняемые специализиро-
ванными колоннами (прорабскими пунктами) или бригадами. За-
кончив определенную работу на одном объекте, колонна или брига-
да в том же составе и с теми же механизмами переходит на
следующий объект, а на первом объекте начинает работать дру-
гая колонна или бригада, выполняющая новый вид работы,
и т.д.
При производстве строительных работ применяют следующие
машины и механизмы: для рытья котлованов «с поля»-многоков-
шовые котлованокопатели МКТС-ЗМ или МКТС-2М и в от-
дельных случаях экскаваторы Э-221 и др.; для разработки котлова-
нов «с пути»-такие же котлованокопатели, но установленные на
дрезинах ВК-2 или ВК-1, и буровые машины БМ, также смонтиро-
ванные на дрезинах. В стесненных условиях и вблизи кабельных ли-
ний котлованы разрабатывают вручную. В плотных грунтах можно
применить взрывной способ образования котлованов. В местах
сильного притока грунтовых вод разработку котлованов выпол-
няют, принимая меры для водоотвода или со шпунтовым огражде-
нием.
Свайные фундаменты и анкеры забивают в грунт с помощью
специального работающего с пути вибропогружателя АВСЭ-М, ко-
торый перемещается мотовозом МЭС-1, имеющим собственную
электростанцию. Закапываемые в грунт блочные фундаменты и ан-
керы с поля устанавливают тракторными кранами (например, типа
ТКЭ-58 или КТС-5Э) или автомобильными кранами, а с пути-кра-
нами на железнодорожном ходу.
Монолитные фундаменты бетонируют на местах с применением
опалубки, сверху которой крепится шаблон, фиксирующий места
расположения анкерных болтов.
После окончания строительных работ на каком-либо перегоне
или станции строительная организация предоставляет этот объект
под монтаж.
К монтажным относят работы по установке консолей для цеп-
ной подвески и кронштейнов для проводов линий питания нетя-
говых потребителей (трехфазной ЛЭП 6-10 кВ на дорогах постоян-
ного тока и двухфазной линии ДПР на дорогах переменного тока);
траверс для крепления проводов линий низания устройств автобло-
кировки, расположенных на самостоятельных опорах; армирова-
279
нию ригелей; монтажу и регулировке контактной подвески, прово-
дов питающих и отсасывающих линий, а также усиливающих
проводов; монтажу секционных изоляторов, воздушных стрелок
и других специфических устройств контактной сети; монтажу линий
дистанционного управления секционными разъединителями и про-
чих линий напряжением до 1000 В; оборудованию станций стыкова-
ния систем тока; установке и монтажу КТП и КТПО; ряд других
работ.
Все работы по монтажу контактной сети выполняют электро-
монтажные поезда (ЭМП) Всесоюзного специализированного мон-
тажного треста «Трансэлектромонтаж» Министерства транспортно-
го строительства. Электромонтажные поезда являются основными
субподрядчиками и работают по договорам с генеральным подряд-
чиком.
Монтажные работы обычно выполняют комплексные бригады
из 6-7 человек, входящие в состав прорабских пунктов (по монтажу
контактной сета) электромонтажного поезда. Эти бригады ведут на
закрепленных за ними участках монтажные работы всех видов. На
двухпутных перегонах одной бригаде выделяют до четырех ан-
керных участков (по два на каждом пути), а на однопутных перего-
нах-до трех анкерных участков.
Установку консолей и многие другие работы часто выполняют
с помощью специальных машин МП1ТС-2А (на автомашине) или
МШТС-2П (на железнодорожной платформе), каждая из которых
имеет шарнирную стрелу из двух колен, что обеспечивает возмож-
ность работы на значительной высоте. Раскатку проводов произво-
дят, используя автомотрису АГВМ, дрезины ДМ и др. Применяют
также различные монтажные поезда с тепловозами или мотовозами
в качестве локомотивов и прицепленными к ним раскаточными
платформами, на которых находятся барабаны с требуемыми
проводами.
Иногда применяют специальные монтажные вагоны, оборудо-
ванные подъемной монтажной площадкой и стрелой с роликом для
раскатки и подъема проводов.
Монтаж цепной подвески может быть выполнен тремя метода-
ми: поверху, понизу и комбинированным. Метод монтажа поверху
предусматривает раскатку и монтаж всех проводов подвески повер-
ху, что обеспечивает наибольшую сохранность раскатываемых
проводов.
При методе монтажа понизу несущий трое и контактный провод
раскатывают на обочину пути, затем подвеску собирают на опорах
на небольшой высоте от поверхности земли, "вчерне регулируют,
после чего поднимают в рабочее положение. При изолированных
консолях метод монтажа понизу применять не разрешается. Кроме
того, этот метод нельзя использовать в кривых радиусом менее
1200 м. При монтаже понизу велика опасность повреждения по-
верхности монтируемых проводов.
Наибольшее распространение на перегонах получил комбиниро-
ванный метод монтажа, при котором несущий трос раскатывают
280
понизу, затем оснащают его струнами, натягивают и поднимают
в рабочее положение. Раскатку контактного провода выполняют
поверху. Этот метод применим при любых консолях, но его нельзя
использовать в кривых радиусом менее 1000 м. На станциях, как
правило, применяют метод монтажа всех контактных подвесок
поверху.
При разработке раздела «Организация строительства» необхо-
димо предусмотреть последовательность и технологию строи-
тельных и монтажных работ, обеспечивающие ввод в эксплуатацию
электрифицируемой железнодорожной линии в установленные сро-
ки с наименьшими затратами труда, материальных ресурсов и де-
нежных средств при высоком качестве выполняемых работ.
Сооружение контактной сети необходимо осуществлять, широко
применяя индустриальные конструкции, комплексную механизацию
и передовые методы производства работ при обеспечении условий
безопасности и охраны труда.
Организация строительства контактной сети является ответ-
ственным разделом комплексного проекта электрификации, от пра-
вильной разработки которого во многом зависят как стоимость
строительных и монтажных работ, так и сроки их выполнения. При
проектировании намечают наиболее эффективные сроки ведения
строительных и монтажных работ с учетом местных условий, ха-
рактера движения поездов, готовности путей и тяговых подстанций,
особенностей применяемых конструкций и сроков выполнения ра-
бот. При этом устанавливают очередность выполнения всех работ,
выявляют потребность в основных материалах и оборудовании,
определяют потребность в рабочей силе.
В пояснительной записке по контактной сети дают общую крат-
кую характеристику климатических и геологических условий трассы
в местах установки опор контактной сети, отмечают уровень грун-
товых вод и их агрессивность по отношению к железобетонным
конструкциям, а также объем мокрого грунта котлованов по участ-
ку. Приводят среднюю длину перегонов и объемы работ, выпол-
няемые «с поля» и «с пути», с обоснованием условий сооружения
контактной сети в разных местах трассы и принятых решений.
Указывают способы рытья котлованов под опоры, фундаменты
и анкеры, отмечая применение вибропогружения и взрывных работ,
и определяют процент механизации работ по подготовке котло-
ванов.
Выбирают методы установки опор и жестких поперечин, а также
производства монтажных работ. Определяют фронт строительных
и монтажных работ и требуемое число соответствующих под-
вижных подразделений (установочных и монтажных поездов и др.).
Выполняют расчет необходимого числа «окон» отдельно для
строительных и монтажных работ по каждому перегону и станции.
Приводят сводные ведомости, в которых указывают объемы и спо-
собы производства строительных, и монтажных работ, а также ре-
зультаты расчета потребности в «окнах».
281
Все эти данные заносят в ведомости различных форм, например:
Ведомость объемов и способов производства
основных работ по сооружению контактной сети на ...
(указывают конкретную станцию или перегон)
Виды работ Измеритель Количество В том числе С поля
С пути в «окна» продолжитель- ностью
2 ч 4 ч
Ведомость потребности в «окнах» для производства
строительных и монтажных работ по контактной сети
Наименова- ние станции или перегона Продолжи- тельность «окна», ч Потребность в «окнах» для
агрегата АВСЭ установочно- го поезда машины МШТС-2П монтажного поезда всего
Требуемое число машин и механизмов определяют в зависимо-
сти от принятого метода производства разных работ и сроков
строительства. При этом можно предусматривать параллельный
график работы установочных поездов. Необходимое число «окон»
рассчитывают по методике, согласно которой потери времени на
пробег поездов к месту работы и возвращение т: месту дислокации
для перегонов длиной до 10 км включительно принимают равными
25 мин, а на станциях-15 мин. На перегонах, длина которых пре-
вышает 10 км, на каждый следующий километр потери времени
увеличивают на 2,4 мин. Для двухпутных участков определяют еще
потерю рабочего времени «окна» на пропуск поездов по другому
пути исходя из расчета 5 мин на пропуск одного грузового поезда
и 3 мин на пропуск каждого пассажирского поезда. Потери времени
на пропуск поездов при работах на станции принимают в размере
10% рабочего времени «окна».
После определения рабочего времени «окна» для каждого пере-
гона и станции устанавливают по всем видам строительных и мон-
тажных работ выработку в «окно», после чего выявляется потреб-
ность в «окнах». Результаты этих расчетов приводят в ведомости,
например, следующей формы:
282
Размещение строительных и монтажных подразделений. Установочный поезд Монтажный поезд
Схематический план трассы y/L
/ \ / X
- —— У
Контактная сеть
Фундаменты и анкеры На станциях 88 • WZ
для Жгб. опор, шт. На перегонах 56
Фундаменты для ме- На станциях 65 16
таллических опор, шт. На перегонах —
На станциях 96 38
местное поперечины.шт. На перегонах —
п На станциях Ппппш шт 263 ПО
U II kJLi Id1 а МЛ Ij t $ На перегонах 308 -
,, „„ На станциях 31,6 18,6
LlCi1!/117i HUUUuL/ша Г\ iri .. На перегонах 33,5
Потребность д „ окнах", шт
На главных станционных путях (3 ч) 66 36
На прочих станционных путях (6 ч) . 33 13
На перегонах (Зч) 96
Рис. 130. Часть схемы к разделу «Организация строительства» проекта электрифи-
кации железной дороги (цифры приведены в качестве примеров)
В этой ведомости: 1-разработка котлованов под опоры, фунда-
менты и анкеры; 2 - вибропогружение свайных фундаментов и анке-
ров; 3-установка железобетонных опор на фундаменты; 4-уста-
новка железобетонных опор в котлованы; 5-установка в котло-
ваны фундаментов и анкеров; 6-установка жестких поперечин;
7-установка консолей; 8-установка металлических опор; 9-рас-
катка несущего троса; 10—раскатка одного контактного провода;
11-раскатка двух контактных проводов.
Производственные нормы времени на установку и монтаж кон-
струкций обычно принимают с коэффициентом, равным 1,33, для
учета перерывов в работе машин, не предусмотренных нормами
и трудно устранимых даже в условиях правильной организации
строительства (мелкий срочный ремонт машины, неожиданные пре-
пятствия в грунте при откопке котлованов, отвалы грунта, обрывы
проводов и др.).
На основе указанных материалов составляют схему расположе-
ния основных сооружений и объемов строительно-монтажных ра-
бот, на которой указывают размещение строительных и монтажных
подразделений и приводят схематический план трассы (рис. 13G).
На схеме рис. 130 указаны только данные по контактной сети и по-
требность в «окнах». Кроме этого, на схеме приводят еще другие
необходимые данные. Помимо схемы, рассчитывают и составляют
283
укрупненный комплексный сетевой график производства всех работ
по электрификации проектируемого участка, в котором учитывают
строительные, монтажные и наладочные работы, выполняемые при
сооружении контактной сети.
48. Организация эксплуатации контактной сети
Для того чтобы эксплуатационный персонал хорошо изучил
устройство и состояние контактной сети, за 6 месяцев до официаль-
ного пуска участка железной дороги на. электрической тяге оформ-
ляют на работу 50% эксплуатационного штата, а за 3 месяца до пу-
ска-100%. В это время будущие эксплуатационники изучают
техническую документацию и конструкции смонтированных
устройств, участвуют в различных производственных процессах по
монтажу контактной сети, проходят учебную практику на работаю-
щих электрифицированных железных дорогах.
Для приемки в эксплуатацию контактной сети производят так
называемые холодную и горячую обкатки сети. Холодная обкатка
выполняется до подачи напряжения в контактную сеть и заклю-
чается в объезде всех участков контактной сети поездом, в составе
которого имеется вагон (или электровоз) с контрольным токо-
приемником, или автомотрисой (автодрезиной) с таким токоприем-
ником. При холодной обкатке проверяют геометрические размеры
контактной подвески-зигзаги и выносы контактного провода, при-
ближение токоприемника к фиксирующим устройствам и зазем-
ленным частям, проход токоприемника по воздушным стрелкам,
секционным изоляторам и на сопряжениях анкерных участков.
После устранения выявленных во время холодной обкатки неис-
правностей и отклонений от действующих норм и после подачи на-
пряжения в контактную сеть производят ее горячую обкатку. Эта
работа заключается в объезде всех участков контактной сети элек-
троподвижным составом своим ходом. Кроме повторной проверки
геометрических размеров контактней подвески, во время горячей
обкатки проверяют также качество токосъема (визуально).
Управление эксплуатационной работой электрифицированного
участка осуществляет объединенный (с энергетическим хозяйством)
участок энергоснабжения (ЭЧ), обслуживающий до 400 км и более
эксплуатационной длины железной дороги. Как правило, границы
участков энергоснабжения находятся в пределах отделений же-
лезных дорог, которым они и подчиняются в административном
отношении. Техническое руководство деятельностью участков
энергоснабжения осуществляет служба электрификации и энергети-
ческого хозяйства железной дороги (Э).
Непосредственную эксплуатацию контактной сети и воздушных
линий осуществляют дистанции контактной сети (ЭЧК), входящие
в состав участков энергоснабжения в качестве линейных подразде-
лений. Административно дистанции контактной сети подчинены ру-
ководству участка энергоснабжения, а оперативно-дежурному
284
энергодиспетчеру. Руководство ремонтными работами осущест-
вляет ремонтно-ревизионный цех участка энергоснабжения. Кроме
устройств контактной сети, дистанции обслуживают все воздушные
линии, расположенные на опорах контактной сети, а также линии
питания устройств автоблокировки-, смонтированные на самостоя-
тельных опорах, и подводы к КТП и КТПО.
Для определения границ дистанций контактной сети пользуются
понятиями эксплуатационной и приведенной длины электрифициро-
ванных путей и развернутой длины контактной сети. Одна дистан-
ция контактной сети обслуживает около 50 км эксплуатационной,
длины электрифицированных путей при условии, что дежурный
пункт контактной сети, откуда осуществляется выезд для ликвида-
ции повреждений сети, находится в середине обслуживаемого участ-
ка. Если дежурный пункт расположен на краю обслуживаемого
участка, то эксплуатационная длина этого участка не должна пре-
вышать 25 км. Эту же длину принимают в случае нахождения на
обслуживаемом участке крупной узловой станции с большим разви-
тием электрифицированных путей.
Приведенную длину электрифицированных путей определяют,
суммируя протяженность отдельных путей. При этом вводят раз-
личные коэффициенты. Длину одного главного пути принимают
с коэффициентом, равным 1, длину каждого следующего главного
пути-с коэффициентом 0,9 и каждого станционного пути (кроме
главных) с коэффициентом 0,75. Длину всех электрифицированных
путей на станциях стыкования систем тока (кроме первого главно-
го) у читывают с коэффициентом 0,9. Обычно стремятся, чтобы при-
веденная длина электрифицированных путей, обслуживаемых одной
дистанцией контактной сети, не превышала 100 км.
Развернутую длину контактной сети, обслуживаемую одной ди-
станцией при расположении дежурного пункта в середине участка,
на двухпутных и многопутных железных дорогах принимают до
120 км, а на однопутных-до 80 км. При расположении дежурного
пункта в конце обслуживаемого участка указанные значения сни-
жают соответственно до 70 и 50 км.
По выполняемому объему работ дистанции контактной сети де-
лят на 3 группы-в зависимости от произведения среднегодового
числа пар поездов на электрической тяге в сутки на развернутую
длину контактной сети (поездо-км). К группе I относят дистанции
с объемом работы более 8000 поездо-км на двухпутных линиях
и более 2000 поездо-км на однопутных; к группе III-дистанции
с объемом работы менее 2000 поездо-км на двухпутных линиях
и менее 1000 поездо-км на однопутных. Дистанции с объемами ра-
боты от 2000 поездо-км до 8000 поездо-км на двухпутных линиях
и от 1000 до 2000 поездо-км на однопутных относят к группе II.
Дистанции контактной сети, обслуживающие станции стыкования,
всегда относят к группе I независимо от объема работы и числа
главных путей.
Штаты дистанций контактной сети определяют исходя из нормы
грудовых затрат на текущее обслуживание и ремонт сети, равной
285
0,12-0,18 человек на 1 км развернутой длины контактной сети. Чис-
ленность дежурного персонала рассчитывают исходя из средней по-
требности при круглосуточном дежурстве 4,2 человека и 1,2 челове-
ка при дежурствах на дому. Число и состав ремонтных бригад
определяют в зависимости от объема работ, выполняемых данной
дистанцией контактной сети. Всего на дистанции работает до 30 че-
ловек во главе с начальником дистанции и старшим электромехани-
ком. Для выполнения крупных работ по капитальному ремонту
контактной сети объединяют ремонтные бригады нескольких ди-
станций.
Дежурные пункты контактной сети выполняют по типовым про-
ектам. Подъездные пути должны обеспечивать быстрый и беспре-
пятственный выезд восстановительных средств (автомотрисы, авто-
дрезины, автолетучки) на главные пути или автомобильные дороги.
На территории дежурного пункта размещены административное
здание с гаражом для восстановительных средств, складские поме-
щения, перегрузочная платформа, стеллажи для хранения опор
и другие вспомогательные устройства. В помещении здания, кроме
указанного выше гаража, располагают различные мастерские, кла-
довые и другие служебные и бытовые помещения.
ГЛАВА XIII
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ
49. Определение максимальных допускаемых длин пролетов
по статической методике
Задание. 1. Определить максимальные допускаемые длины пролетов между
опорами контактной сети по режиму максимального ветра на электрифицируемой
линии, расположенной в ветровом районе II, для следующих условий:
А. При компенсированной подвеске ПБСМ-95 + МФ-100 с изолированными
консолями на прямых участках пути и кривых радиусом 700 м, без насыпей, не за-
щищенных от действия ветра.
Б. При полукомпенсированной подвеске М-120 + 2МФ-100 с неизолированны-
ми консолями на прямых участках пути с насыпями высотой 6-10 м.
2. Проверить длину пролета, определенную в п. А, по габаритным условиям
при гололеде с толщиной стенки 20 мм.
Исходные данные. Расчетные скорости ветра в соответствии с указанными
в табл. 5 составляют 29 м/с на участках без насыпей и 31 м/с при наличии насыпей
высотой 6-10 м. Расстояние между двумя контактными проводами равно 40 мм.
Данные для всех проводов приведены в табл. 8-10.
А. Определение длин пролетов при подвеске ПБСМ-95 + МФ-100. Сначала
найдем максимальные допускаемые длины пролетов по ветровым откло-
нениям контактного провода без учета влияния несущего троса, т. е. считая рэ — 0.
Ветровую нагрузку на контактный провод рк определим по формуле (16), принимая
значение Сх = 1,25 (см. § 6):
рк = 0,615 • 1,25 292 • 11,8 • 10 “ 4 = 0,763 даН/м.
Принимая ук — 0,015 м, Ькап = 0,5 м и а — 0,3 м, для прямых участков пути полу-
чим Впр = 0,866 (см. § 11) и по формуле (96)
/т'а!( = 2 ]/980-0,866:0,763 = 66,7 «67 м;
для кривых участков пути радиусом 700 м при &кдп = 0,45 м, а = 0,4 м и Вкр =
= 0,835 м (см. § 11)-по формуле (99):
2-980-0,835
0,763 + 980:700
Чтобы учесть влияние несущего троса, определим все величины, необходимые
для расчета эквивалентной нагрузки рэ. Ветровую нагрузку на несущий трос рн вы-
числим по формуле (16):
рн = 0,615 • 1,25 • 292 • 12,5 • 10 ~ 4 = 0,808 даН/м.
По формуле (14) рассчитаем нагрузку д от веса подвески:
д = 0,759 + 0,873 + 0,1 = 1,732 даН/м.
Размер еср, принимая конструктивную высоту подвески равной 1,8 м, опреде-
лим по формуле (70):
для прямых участков пути (при длине пролета 67 м)
еср = 1,8 — 0,115• 1,732-672:1765 = 1,29 м;
287
для кривых участков пути (при длине пролета 55 м)
еср = 1,8 -0,115-1,732-55* 2:1765 = 1,46 м.
Нагрузку q„ определим по формуле (21):
q„ = j/1,7322 +”()^082 = 1,911 даН/м.
Принимая для изолированных консолей /zH = 0,16 м и разность ун ~ 7к = 0,007 м
(см. § 9), получим по формуле (69) для прямых участков пути
0,763 • 1765 - 0,808 - 980 - 8 • 980 • 1765 (0,16 • 0,808:1,911 4- 0,007):672
Рэ “ 1765 + 980 + 10,6 • 1,29 • 980 • 1765 :(0,873 • 672)
= 0,037 даН/м;
для кривых участков пути
0,763 • 1765 - 0,808-980 - 8•980• 1765 (0.16 • 0,808:1,911 + 0,007):552
п —----------------------------------------------------------.----• 0,016 даН/м.
1765 4-980 4- 10,6-1,46-980-1765 :(0,873 • 552) ’
Максимальные допустимые по ветровым отклонениям контактного провода
длины пролетов с учетом влияния несущего троса определяют:
для прямых участков пути по формуле (96)
/тах = 2 (/980-0,866 :(0,763 - 0,037) = 68,4 «68 м;
для кривых участков пути по формуле (99)
2 • 980 • 0,835
0,763 - 0,016 + 980-700
Поскольку полученные длины пролетов незначительно отличаются от приня-
тых для определения нагрузок рэ, корректировать значения этих нагрузок не нужно.
Для прямых участков пути принимаем /тах = 68 м, для кривых участков пути радиу-
сом 700 м /тах = 55 м.
Определим, как изменятся максимальные допускаемые длины пролетов при
учете влияния несущего троса на ветровые отклонения контактного провода, если
использовать формулу (72).
Для вычисления нагрузки рс по формуле (72) найдем сначала приведенные зна-
чения натяжений несущего троса Тп по формуле (73):
для прямых участков "пути
1765
Т" ~ 1 + 8 1765-0,16:(1,911-672) “ 1397 ДаН’
для кривых участков пути
1765
т =--------------------------= 1269 даН.
п 1 + 8-1765-0,16:(1,911 -552)
Размеры eG определим по формуле (74): для прямых участков пути
е0 - 1,8 - 0,125 • 1,732 • 672:1765 = 1,25 м;
для кривых участков пути
е0 = 1,8 _ 0,125 • 1,732 • 552:1765 = 1,43 м.
Используя полученные данные, определим значения рс по формуле (72):
для прямых участков пути
2(0,763-1397- 0,808-980)
3[1397 4- 980Т^84Д?980Л397:(0,873• 672)]
288
для кривых участков пути
2 (0,763 •1269 - 0,808 980)
3[1269 +980 4- 8’ 1,43 • 980 • 126ЙЖ7Г552)]
= 0,015 даН/м.
Соответственно максимальные допустимые длины пролетов определим:
для прямых участков пути по формуле (96)
/тах = 2 j/980 • 0,866:(0,761^03) = 68,1 м;
для кривых участков пути по формуле (99)
2-980'0,835
--------------——— - 55,2 м.
0,763 - 0,015 4- 980:700
Как видно по результатам расчетов, учет влияния несущего троса на ветровые
отклонения контактного провода с использованием формул (69) и (72) незначитель-
но отражается на максимальных допускаемых длинах пролетов.
Б. Определение длины пролета при подвеске М-120 4- 2МФ-100. Принимаем
Сх — 1,85 (см. § 6). Ветровую нагрузку на контактные провода определим по форму-
ле (16):
рк = 0,615 -1,85 • 312 • 11,8 • 10 ~ 4 = 1,29 даН/м.
Исходя из условия соблюдения нормы ветрового отклонения контактных про-
водов по формуле (96) без учета влияния несущего троса получим
I' - 21/1960-О866Т.29 = 72,5 ^72 м.
ШОА У 7 7 7
Чтобы учесть влияние несущего троса, определим его натяжение в режимах
максимального ветра (Тв) и беспровесного положения контактных проводов (То).
В соответствии с материалами § 9 найдем Тв — 0,7 • 1960 — 1372 даН и То =
— 0,8 • 1960 — 1568 даН. Необходимые для определения нагрузки рэ данные найдем
следующим образом:
ветровую нагрузку на несущий трос по формуле (16)
рн - 0,615• 1,25• 312• 14-10"4 = 1,034 даН/м;
нагрузку от веса подвески по формуле (14)
д = 1,037 + 2 (0,873 4- 0,1) = 2,983 даН/м;
результирующую нагрузку на несущий трос по формуле (21)
qB = j/2,9832 + 1,0342 = 3,157 даН/м;
размер еср по формуле (70), принимая h0 = 2 м,
е™, = 2 — 0,115 • 2,983 • 722:1568 = 0,87 м.
Принимая для неизолированных консолей = 0,56 м (см. § 9), найдем нагруз-
ку рэ по формуле (69):
1,29• 1372 - 1,034 • 1960 - 8 1960-1372 (0,56 -1,034:3,157 + 0,007):722 _
Рэ “ 1372 + 1960 +”10,6-0,874960-1372:(2-0,873-722) ~
= -0,172 даН/м.
289
Максимальная допустимая длина пролета с учетом влияния несущего троса по
формуле (96)
/гаах = 2]/1960-0,866:(1,29 + 0,172) = 68,1 »68 м.
Для выяснения необходимости корректировки нагрузки рэ вследствие того, что
без учета влияния несущего троса длина пролета определялась равной 72 м, а с уче-
том этого влияния 68 м, найдем сначала значение еср для пролета длиной 68 м по
формуле (70):
eCD = 2 - 0,115 • 2,983 • 682:1568 = 0,99 м.
Новое значение рэ найдем по формуле (69):
_ 1,29 1372 - 1,034 • 1960 - 8 • 1960 • 1372(0,56 • 1,034:3,157 + 0,007):682 _
Рэ~ 1372 4- 1960 + 10,6-0,99-1960-1372 :(2-0,873-682) “
= - 0,167 даН/м.
В этом случае по формуле (96) максимальная допустимая длина пролета
/тах = 2j/1960-0,866 :(1,29 + 0,167) = 68,3 м.
Очевидно, что корректировку нагрузки рэ можно не производить и длину про-
лета следует принять равной 68 м.
2. Проверка длины пролета, определенной в п. А, до габаритным условиям. Для
проверки полученной выше длины пролета на прямых участках пути, равной 68 м,
по условиям соблюдения вертикальных габаритов контактного провода на перего-
нах и станциях найдем сначала нагрузки при гололеде с заданной толщиной стенки
20 мм. Нагрузку на несущий трос дгн определим по формуле (15):
дт = 2,77 • 20 (12,5 + 20) 10 ~ 3 = 1,8 даН/м.
Нагрузку от гололеда на контактный провод также найдем по формуле (15) для
среднего расчетного диаметра провода, равного полусумме высоты и ширины его
сечения, при толщине стенки гололеда, равной 50% принятой для несущего троса:
дгк = 2,77 • 10(12,3 +10) 10 " 3 = 0,618 даН/м.
Полная нагрузка от гололеда на подвеску
*.
дт = 1,8 + 0,618 = 2,418 даН/м.
Принимая с = 10 м, Ah% = 0,85 м для перегона и A/z% = 0,4 м для станции (см.
§ 11), получим следующие значения коэффициентов для уравнения (109):
Л =4-10-980:1765 = 22,2;
В = 4-102-980:1765+ 8 (1765+ 980)0,85:2,418 = 7942 для перегона;
В = 4-102-980:1765 + 8(1765 + 980)0,4:2,418 = 3855 для станции.
Максимальные допустимые длины пролетов по условиям соблюдения верти-
кальных габаритов контактного провода определим по формуле (109):
/п1ах = —11,1+ j/11,12 + 7942 = 78,7 м для перегона;
^тах = — 11,1 + ]/11,12 + 3855 = 52 м для станции.
Таким образом, максимальную допускаемую длину пролета на перегоне сле-
дует принять равной 68 м (по условиям соблюдения ветровых отклонений контакт-
ного провода), а на станции - 52 м (по условиям соблюдения вертикальных габари-
тов положения контактного провода).
290
50. Определение ветрового отклонения контактных проводов
и максимальной допускаемой длины пролета
по динамической методике
Задание. Определить наибольшее ветровое отклонение контактных проводов от
оси токоприемника и максимальную допускаемую длину пролета по режиму ветра
максимальной интенсивности на электрифицированной линии, расположенной в ве-
тровом районе IV, для следующих условий:
наибольшее ветровое отклонение контактных проводов-для компенсирован-
ной подвески М-120 4-2МФ-100 на неизолированных консолях в пролете длиной
60 м на прямом участке пути, находящемся в степной местности;
максимальную допускаемую длину пролета-для компенсированной подвески
ПБСМ-70 4- МФ-100 на изолированных консолях в кривой радиусом 1000 м, распо-
ложенной на открытой холмистой местности.
Исходные данные. Нормативная скорость ветра повторяемостью не реже одно-
го раза в 10 лет в соответствии с табл. 4 равна 32 м/с. Расстояние между кон-
тактными проводами подвески М-120 4-2МФ-100 составляет 40 мм. Данные для
всех проводов обеих подвесок приведены в табл. 8-10.
Определение наибольшего ветрового отклонения контактных проводов компенси-
рованной подвески М-120 4- 2МФ-100. Расчетную скорость ветра находим по форму-
ле (10), определяя параметр шероховатости z0 по табл. 6. Для степной местности
z0 = 0,1 м, тогда
ир = 0,238• 32In(10:0,1) = 35,1 ^35 м/с.
Ветровую нагрузку на контактные провода определяем по формуле (16), при-
нимая Сх — 1,85 (см. § 6):
рк = 0,615 • 1,85 • 35* 2 * • 11,8 • 10 “ 4 = 1,645 даН/м.
Для определения нагрузки рэ вычислим необходимые значения нагрузок рн и
qH, а также размер еср. Нагрузку рн найдем по формуле (16):
рн = 0,615 • 1,25 • 352 • 14 • 10 " 4 = 1,318 даН/м.
Величину qu определим по формуле (21), принимая нагрузку от веса подвески
но табл. 15 равной 2,98 даН/м:
qn = j/2,982 + 1.3182 = 3,258 даН/м.
Размер еср найдем по формуле (70), принимая конструктивную высоту подвески
//0 = 2 м:
вер = 2 — 0,115-2,98-602:1765 = 1,3 м.
Нагрузку рэ определяем но формуле (69), принимая hl} — 0,56 м, ун — ук = 0,008 м
(см. § 9):
1,645 • 1765 - 1,318 • 1960 - 8 1960• 1765 (0,56 • 1,318:3,258 4- 0,008):602
Рэ =
1765 4- 1960 4- 10,6-1,3 -I960 -1765 :(2- 0,873 -602
= —0,13 даН/м.
Необходимые для дальнейшего расчета коэффициенты: ц =0,6; 5 = 0,22; £ =
= 1,015 (см. § 10). Искомое ветровое отклонение контактных проводов определяем
по формуле (93)
= (1,645 4- 0,13) 602 (1 4- 3 • 0,6 • 0,22 • 1,015): (8 • 1960) 4-
4- 2-0,32 • 1960:[(1,645 4- 0,13)602] 4- 0,022 = 0,648 м.
291
Результат расчета показывает, что для заданных условий ветровое отклонение
контактных проводов превышает допустимое, равное 0,5 м. Поэтому необходимо
принять меры к снижению ветрового отклонения, переоборудовав подвеску в ром-
бовидную или уменьшив длину пролета.
Определение максимальной допускаемой длины пролета для компенсированной
подвески ПБСМ-70 + МФ-100. Расчетную скорость ветра определим по формуле
(10), принимая в соответствии с данными табл. 6 для открытой холмистой местно-
сти z0 = 0,2 м:
гр = 0,238-32 hi (10:0,2) = 29,8 ^30 м/с.
Ветровую нагрузку на контактный провод найдем по формуле (16):
рк = 0,615 • 1,25 • 302 -11,8 • 10 ~ 4 = 0,816 даН/м.
Длину пролета рассчитываем по формуле (106), сначала не учитывая влияние
несущего троса, т.е. принимая рэ — 0. Считаем, что коэффициент кд = 1. Ориентиро-
вочное значение длины пролета находим, принимая Ькдп = 0,45 м и ук = 0,015 м (см.
§ 9). Зигзаги контактного провода учитываем в размере 0,4 м. При этом
max
2 • 980 • 0,835
0,816+ 980-1000
= 60,4 ~ 60 м.
Определим значение коэффициента щ для пролета длиной 60 м по формуле
(107):
jq =0,66-1,41-1 + 2-0,6-0,2-0,911 = 1,149.
С учетом найденного значения коэффициента кх получим
Г = 2
*тпах
2•980• 0,835
0,816-1,149 + 0,98
= 58,4 58 м.
Теперь значение коэффициента
Kt =0,664-1,41-1 + 2-0,61-0,2-0,911 = 1,158.
Чтобы определить нагрузку рэ, вычислим сначала значения рн и а так"
же найдем еср.
Ветровую нагрузку на несущий трос найдем по формуле (16):
рн = 0,615 • 1,25- 302 • 11 10“4 = 0,761 даН/м.
Учитывая, что нагрузка от веса подвески ^вна 1,56 даН/м (см. табл. 15), ре-
зультирующую нагрузку на несущий трос определим по формуле (21):
<7Н = |/1,562 + 0,7612 = 1,736 даН/м.
Принимая конструктивную высоту подвески й0 = 1,8 м, размер еср рассчитаем
по формуле (70):
еср = 1,8-0,115-1,56-582 :1470 = 1,39 м.
Определим значение нагрузки рэ по формуле (69), принимая йи = 0,16 м и раз-
ность ун-ук = 0,007 м (см. § 9):
_ 0,816 • 1470 - 0,761 • 980 - 8 • 980 -1470(0,16 • 0,761 :1,736 + 0,007): 582 __
Рэ " 1470 + 980 + 10,6 1,39 • 980 1470 : (0,873 582) “
= 0,02 даН/м.
292
Искомая длина пролета определится по формуле (106):
1/ 2980• 0,835
/тах “ /—---------------------= 58,6 М.
mdX |/ 0,816-1,158-0,02 4-0,98
Дальнейшие уточнения не требуются. Окончательно принимаем максимальную
допускаемую длину пролета на кривой радиусом 1000 м равной 58 м.
51. Выбор схемы ромбовидной контактной подвески
Задание и исходные данные. На электрифицированной линии постоянного тока
смонтирована компенсированная контактная подвеска ПБСМ-95 4- 2МФ-100 с про-
летами на прямых участках пути длиной 75 м. Климатические условия изменились
(например, вследствие образования искусственного моря при строительстве гидро-
электростанции), и расчетная скорость ветра с учетом его порывистости увеличилась
до 36 м/с. Требуется проверить, сохранилась ли ветроустойчивость обычной подве-
ски, и в случае отрицательного ответа выбрать схему ромбовидной подвески и спо-
соб скрепления ее контактных проводов, которые позволят избежать переразбивки
опор. Необходимые данные для всех проводов приведены в табл. 8-10.
Решение Для определения максимального ветрового отклонения контактных
проводов обычной подвески в пролете длиной 75 м при новых условиях найдем
сначала необходимые величины:
ветровую нагрузку на два контактных провода но формуле (16)
рк2 = 0,615 • 1,55 • 362 • 11,8 -10"4 = 1,458 даН/м;
нагрузку от веса подвески по формуле (14)
д = 0,759 4-2(0,873 4- 0,1) = 2,705 даН/м;
ветровую нагрузку на несущий трос по формуле (16)
рн = 0,615 • 1,25 • 362 • 12,5 • 10~4 = 1,245 даН/м;
результирующую нагрузку на несущий трос по формуле (21)
q„ = ]/2,7052 4- 1,2452 = 2,978 даН/м;
размер еср по формуле (70), принимая h0 = 2 м,
еср = 2 — 0,115 • 2,705 • 752 :1765 = 1,01 м;
эквивалентную нагрузку рэ по формуле (69), принимая = 0,56 м и разность
Zu - Ук = 0,008 м (см. § 9),
1,458 • 1765 - 1,245 • 1960 - 8 • 1960 • 1765 (0,5£ • 1,245 :2,978 4- 0,008): 752
Р< 1765 4- 1960 4- 10,6-1,01 • I960-1765 :(-2-0,873-752) =
— —0,141 даН/м.
Максимальное ветровое отклонение контактных проводов обычной подвески
определим по формуле (67), принимая зигзаги а — 0,3 м:
\тах = (1,458 4- 0,141) 752 :(8 • 1960) 4- 2-0,32 • 1960 : [(1,458 4- 0,141) 752] +
4- 0,022 = 0,635 м.
Такое ветровое отклонение не может быть допущено, так как превышает допу-
< in мое, равное 0,5 м.
11 роверим ветровые отклонения контактных проводов при схеме ромбовидной
подвески, приведенной на рис. 13, а, если применено шарнирное скрепление про-
водов.
293
Примем Л. = 17,85 м, d = 0,04 м и а = 0,3 м. По формуле (75) получим
рэк = 2• 1,176 - (2 • 1,176 - 1,458)(1 - 4 17,852 :752) = 1,661 даН/м,
где ветровая нагрузка на один контактный провод определена по формуле (16):
рК1 = 0,615 1,25 • 362 11,8 • 10'4 = 1,176 даН/м.
Значение эквивалентной нагрузки рэн найдем по формуле (69):
_ 1,661 • 1765 - 1,245 -1960 - 8 1960 • 1765 (0,56 • 1,245 :2,978 + 0,008): 752 _
Рж = 1765 + 1960+ 10,6-1,01 I960 1765 :(2-0,873-752) ”
= — 0,093 даН/м.
Максимальное ветровое отклонение контактных проводов в местах их скрепле-
ний определим по формуле (76), принимая [3 = 0,85:
Ьс = 0,85 (1,661 + 0,093)17,85 (75 - 17,85): (2 • 1960) + 0,022 4- 0,04:2 = 0,43 м,
а в середине пролета по формуле (77)
\ = 0,85 (1,661 4- 0,093)752 : (8 • 1960) + 0,022 + 0,04:2 = 0,577 м.
Как показывает результат расчета, при шарнирных скреплениях контактных
проводов нужная ветроустойчивость подвески не обеспечивается. Проверим, что
даст применение ромбовидной подвески с жесткими скреплениями, выполненной по
схеме рис. 13, б (с устройством ромбов через опору). В этом случае по формуле (89)
найдем
Рэн
1,245(75 + 17,85) 1960 - 1,458(75 - 17,85) 1765 4- 8 -1960-1765 • 0,242 :(75 - 17,85) _
= 1960(75~4- 17,85)4- 1765(75 - 17,85)4- 8,34-1,154960 -1765 :[2-0,873(75 - 17,85)] “
= 0,32 даН/м,
где по формуле (90)
<р = 2 - 0,0985 • 2,705 • 752 :1765 = 1,15 м.
Наибольшее ветровое отклонение узла скрепления контактных проводов опре-
делим по формуле (85):
(1,458 4-0,32)75-17,85
с ' 2 (1960 4- 2 • 0,32 -12750 • 200 :17,852)
4- 0,022 = 0,372 м,
а ветровое отклонение второго по направлению ветра контактного провода в сере-
дине пролета по формуле (86)
Ьк = 0,372 :2 4- (1,458 4- 0,32)(75 - 17,85)2 : (8 • 1960) 4- 0,04 :2 = 0,576 м.
Очевидно, что применение ромбовидной подвески с ромбами через опору так-
же не обеспечивает нужной ветроустойчивости даже при жестких скреплениях кон-
тактных проводов.
Выполним аналогичные расчеты для ромбовидной подвески с ромбами на всех
опорах (рис. 13, а) при жестких скреплениях контактных проводов. В этом случае
в местах скреплений проводов ветровое отклонение определим по формуле (80):
Ьс = 52,3 • 17,85 : (1960 + 2 • 0,32 • 12750 - 200 :17,852) 4- 0,022 = 0,296 м,
где по* формуле (81)
Р = (2-1,176 4- 0,093) 17,85 :2 4- (1,458 4- 0,093)(37,5 - 17,85) = 52,3 даН.
294
Максимальное ветровое отклонение контактных проводов в середине пролета
определим по формуле (82):
Ьк = 0,296 4- (1,458 4- 0,093) (75-2-17,85)2 : (8 -1960) 4- 0,04 :2 = 0,469 м.
Проверим ветровое отклонение контактного провода на участке между фикса-
тором и местом скрепления проводов. Поскольку а~Ьс, то пср^0. Принимая К2 —
= 800 даН, найдем по формуле (79)
Ь' = (1,176 + 0,093) 17,852 : (8 • 800) = 0,063 м.
Значение а19 равное полусумме размеров'll и Ьс, составит 0,299 м. Полное ве-
гровое отклонение контактного провода на рассматриваемом участке определим по
формуле (78):
б' = 0,063 + 0,299 + 0,022 = 0,384 м,
что меньше, чем в середине пролета.
Таким образом, для обеспечения нужной ветроустойчивости контактной подве-
ски без переразбивки пролетов необходимо смонтировать ромбовидную подвеску
с ромбами на всех опорах и жесткими скреплениями контактных проводов.
52. Расчеты эластичности и жесткости компенсированных
контактных подвесок с рессорными тросами
Задание и исходные данные. Построить эпюры эластичности и жесткости в про-
нете длиной 68 м для компенсированной рессорной подвески ПБСМ-95 4- МФ-100
(рис. 131, а) при расчетных нажатиях токоприемника 10 и 16 даН и для компенсиро-
ванной рессорной подвески М-120 4- 2МФ-100 (рис. 131,6) при расчетном нажатии
гокоприемника 20 даН. Рессорные тросы выполнены из проволоки 6БСМ с натяже-
нием 150 даН. Необходимые данные для всех проводов приведены в табл. 8-10.
Решение. В дальнейшем подвеску ПБСМ-95 4- МФ-100 будем именовать подвес-
ка 1 (индекс п1), а М-120 4- 2МФ-100-подвеска 2 (индекс п2).
Чтобы выбрать формулы для определения подъема контактных проводов
в точках 0 (см. рис. 131), надо сравнить расчетные нажатия токоприемников с сила-
ми Ro, при которых начинается разгрузка подрессорных струн. Значения N для
обеих подвесок находим по формуле (142) соответственно:
4 • 0,06 • 980
m = Тк—ТТГ = 4,90 даН и =
о о — 2 • 1U
4-0,04-1960
~68 —2-10
— 6,53 даН.
Значения Ro определим по формуле (138). Часть нагрузки от веса одного до-
полнительного фиксатора с фиксирующим зажимом Сф, передающуюся на кон-
Рис. 131. Расчетные схемы контактных подвесок ПБСМ-95 4- МФ-100 (а) и М-120 4-
4- 2МФ-100 (б) в половинах пролетов
295
тактный провод при воздействии на него токоприемника, примем равной 1,7 даН,
а часть нагрузки от веса одной струны 6£тр, воспринимаемую при ее разгрузке,-0,3 даН.
Для подвесок 1 и 2 соответственно:
Коп1 = 0,873 (10 4- 2) 4- 0,229 • 2 • 6 + 2 • 0,3 4- 1,7 4- 2 • 4,9 = 25,3 даН;
КОп2 = 2 • 0,873 (10 4-- 2) 4- 0,229 • 2 • 8 4- 4 • 0,3 4- 2 • 1,7 4- 2 • 6,53 = 42,3 даН.
Поскольку значения Ro в обоих случаях больше, чем максимальные расчетные
нажатия токоприемников, то разгрузки подрессорных струн обеих подвесок не про-
изойдет, и подъемы проводов Л/1о во всех заданных случаях следует определять по
формуле (148).
Значения коэффициентов находим по формуле (150) соответственно для под-
весок 1 и 2:
‘ Гб^980
/ То-1765
' / 8•1960
/ 'ТП 765
= 0,566.
Для подвесок 1 (при Р — 10 даН) и 2 (при Р = 20 даН) соответственно:
10 • 1000
Л/1ПГТ1 =-----------------------------------------------— 46 мм;
0п1 2(1765 - 150)0,346 :6 + 2(980 + 150) :68
20 1000
=--------------------------------------= 69 ММ.
01,2 2(1765 - 150)0,566 : 8 + 2(1960 4- 150):68
Значения эластичностей т}0 и жесткостей ж0 для подвесок 1 и 2:
Лош — 46 :10 = 4,60 мм/даН; жоп1 = 10 :0,046 = 217 даН/м;
Лоп2 ” 69 :20 = 3,45 мм/даН; ж0п2 = 20 :0,069 = 290 даН/м.
Чтобы выбрать необходимые формулы для определения подъема контактных
проводов б точках 1 (см. рис. 131), сравним расчетные нажатия токоприемников
с силами при которых начинается разгрузка струн в этих точках, и с силами К/,
при которых начнется разгрузка соседних с этой точкой струн.
Значения N\-no формуле (143) и по формуле (144) для подвесок 1 и
2 соответственно:
4'ф-<»Ли)'4Л-аН " Л';"'-4-’(1'б^Гю)-2’45д“Н;
N,„ - 6J3 (1 - - 5.44 »Н и К,'„ - 6.33 (1 - - 3-27
Величины Rt определим по формуле (139), а К^-по формуле (140). Для подве-
ски 1: •
Р1П1 = 0,873 (10 - 2 4- 8): 2 4- 0,3 + 4,08 = 11,4 даН;
Р/п1 = 0,873(10 4-1,5-8) 4- 3-0,3 4- 2,45 = 22,6 даН,
а для подвески 2
К1П2 = 2-0,873(10 - 2 4- 8) :2 4- 0,3 4- 5,44 = 19,7 даН.
Поскольку для подвески 2 значение незначительно отличается от 20 даН, ве-
личину R[ можно не определять.
Таким образом, для подвески 1 при. расчетном нажатии токоприемника 10 даН
и для подвески 2 значения следует определять по формуле (152), а для подвески
1 при нажатии токоприемника 16 даН- по формуле (153).
296
Значения коэффициента у3 по формуле (155) для подвесок 1 и 2 соответственно:
У.зп1 =6(1- 0,05 • 6): 10 = 0,42 и узп2 = 8(1- 0,05 • 8): 10 = 0,48.
Величины ^h1:
для подвески 1 при Р = 10 даН
10-10(68-10)1000
11,1 ~ [1765 + 980 - (980 + 150)0,42]68 ~ 38 мм ’
для подвески 1 при Р = 16 даН
38 16 , (16-11,4)2 2,304 -1000
"" 10 + 8 • 0,873 • 980 “68 ММ’
Здесь значение коэффициента у4 определено по формуле (156):
у4п1 = 1 + 6:(16 — 11,4) = 2,304.
Для подвески 2 при Р = 20 даН
А1 20-10(68- 10)1000
-------------------"-----------= 63 ММ.
12 [1765 + 1960-(1960+ 150) 0,48] 68
Значения эластичностей и жесткостей ж1 составляют:
для подвески 1 при Р = 10 даН и Р = 16 даН соответственно:
Л1п1 = 38 :10 = 3,80 мм/даН; ж1п1 = 10 :0,038 = 263 даН/м;
Л ни = 68 :16 = 4,25 мм/даН; ж1п1 = 16 :0,068 = 235 даН/м;
для подвески 2 при Р = 20даН:
01П2 = 63:20 = 3,15 мм/даН; ж1п2 = 20:0,063 = 317 даН/м.
Чтобы выбрать нужные формулы для определения подъемов контактных про-
водов в точках 2, 3 и 4 (см. рис. 131), найдем сначала по формуле (141) значения Rc,
при которых в этих точках начинается разгрузка струн. Значения Nc определим по
формуле (145) для подвесок 1 и 2 соответственно:
8-0,06-980-8 тт 8-0,04-1960-4
’ (68-2-10)2 = *’63 ДйН ” Nc"2 = (68 —2-10)2- = 1>09 ДаН-
Величины Rc для подвесок 1 и 2 соответственно:
Ясю = (0,873- 8 + 0,3 - 1,63)(1765 + 980):1765 = 8,8 даН;
Ксп2 = (2-0,873-4 + 0,3 - 1,09)(1765 + 1960):1765 = 13,1 даН.
Очевидно, что разгрузка струн в точках 2, 3 и 4 будет происходить при всех за-
данных нажатиях токоприемников. Так как ЗРС > 20 даН, то подъемы контактных
проводов в указанных точках следует рассчитывать по формуле (159). Например,
в точке 2 на расстоянии 18 м от оси опоры:
для подвески 1 при Р — 10 даН и Р = 16 даН соответственно:
10-18(68- 18)1000 8-1765(10-8,8)1000
A/i2ni =--------------------1--------------------= 51 мм;
68(1765 + 980) 2-980(1765 + 980)
10. Зак. 1448
297
Таблица 72
Подвеска Расчетная величина Р, даН Значения расчетных величин в точках (см. рис. 131)
0 1 2 3 4
ПБСМ-95 4- МФ-100 И, мм/даН 10 4,60 3,80 5,10 6,15 6,50
16 4,25 6,00 7,05 7,40
10 263 196 163 154
ж, даН/м 16 217 235 167 142 135
т], мм/даН 20 3,45 3,15 3,70 4,50 4,75
М-120+2МФ-100 ж, даН/м 20 290 317 270 222 211
16-18(68- 18)1000 8-1765(16-8,8)1000 _
д ь =---------------------1--------------—------= 96 мм *
2111 68(1765 + 980) 2-980(1765 + 980)
для подвески 2 при Р = 20 даН
20 • 18 (68 — 18) 1000 4-1765 (20 - 13,1) 1000 л
ль —-----------------------1----------------------= 74 мм
2П2 68(1765 + 1960) 2-1960(1765 + 1960)
Значения эластичностей т|2 и жесткостей ж2 :
для подвески 1 при Р — 10 даН и Р = 16 даН будут соответственно:
T|2ni = 51:10 = 5,10 мм/даН; ж2п1 = 10:0,051 = 196 даН/м;
т]2П1 — 96:16 = 6,00 мм/даН; ж2п1 = 16:0,096 = 167 даН/м;
для подвески 2 при Р = 20 даН:
т|2п2 = 74:20 = 3,70 мм/даН; ж2п2 = 20:0,074 = 270 даН/м.
Результаты расчетов для всех точек приведены в табл. 72.
Эпюры эластичности и жесткости обеих подвесок построены на рис. 132 без
учета изменений этих величин между струнами.
Рис. 132. Эпюры эластичности (а) и жесткости (б) контактных подвесок ПБСМ-95 4-
4-МФ-100 (сплошные кривые) и М-120 4-2МФ-100 (штриховые) в пролете
298
53. Выбор основных оптимальных параметров
компенсированной рессорной подвески
Задание и исходные данные. Выбрать оптимальную длину рессорного троса
и стрелу провеса контактного провода для компенсированной рессорной подвески
ПБСМ-70 4- МФ-100 на линии переменного тока при наибольшей скорости движе-
ния поездов’ 160 км/ч в пролете длиной 70 м (рис. 133, а) и оптимальную стрелу
провеса контактного провода в пролете длиной 55 м (рис. 133,6) при длине рессор-
ного троса, оптимальной для пролета длиной 70 м. Материал и натяжение рес-
сорных тросов такие же, как указанные в § $2. Необходимые данные для всех про-
водов приведены в табл. 8-10.
Расчеты для пролета длиной 70 м. В соответствии с данными табл. 28 расчет-
ное нажатие Р токоприемника типа Л для заданной скорости движения составляет
16 даН. Будем задаваться половиной длины рессорного троса 4; 6 и 8 м и стрелами
провеса контактного провода 3; 5 и 7 см (см. табл. 29). Чтобы выбрать нужные рас-
четные формулы для построения кривой А60(«), сначала определим по формуле
(138) минимальное значение силы К-о, при которой наступает разгрузка нодрес-
сорных струн. Величины и Gc'Tp примем те же, что и в § 52, т. е. 1,7 и 0,3 даН.
Минимальным значение силы Ro будет при а — 4 м и стреле провеса f—З см:
2-4-0,03-980
Ro min = 0.873 (10 + 2) + 0,229 • 2 • 4 + 2 0,3 + 1,7 + = 19,3 даН.
I \J Л* * 1 xz
Поскольку P<Komjn, то разгрузка подрессорных струн не произойдет и ис-
комые значения А60 надо определять по формуле (148). Кривая А/з0(«) будет един-
ственной, так как величина А/з0 не зависит от значений / в принятых пределах:
16-1000
дь __
2(1470 - 150)7, :« + 2(980 + 150) :70
16000
26407, :а + 32,3
ММ,
где коэффициент ух должен быть вычислен по формуле (150):
980 а
10-1470
Значения A/i0 в зависимости от величины а следующие:
а, м 4 6 8
Дй0, мм 67,5 80,2 90,1
Чтобы выбрать формулы для построения кривых Ай1(д), определим макси-
мальное значение силы К. и минимальное силы R[ соответственно по формулам
(139) и (140):
4/980 / 7,14 \
к, max = 0,873 (10 - 2 + 7,14):2 + 0,3 + 7 - 1 - - = 6,91 + 67,2/даН.
/V ~ & • 1U \ *tV Z • 1 v ]
Максимальное значение Rx — 11,6 даН будет при/пах — 7 см, минимальное зна-
чение К/-при /=3см:
я; min = 0,873 (10 + 1,5- 7,14) 4- 3 • 0,3 4- ( i _
70- 2-10 \
3-7,14 \
40-2-10/
= 20,35 даН.
Поскольку при этих значениях R{ max и R'r min получается соотношение Rx max
< R'i min, то вычислять нужно по формуле (153):
16-10(70- 10)1000 t (16-KJ21000
[1470 4-980-(980+ 150)? 3] 70 + 8-0,873-980 74
= 137143 (16 -KJ2
2450 - 1130у3 6,844 74 ’
10*
299
Рис. 133. Схемы расположения струн в пролетах длиной 70 (а) и 55 м (б)
где коэффициент у3 следует определять по формуле (155): у3 — я(1 — 0,05п): 10,
а коэффициент у4-по формуле (156): у4 — 1 + а : (16 —
Результаты расчетов по определению AhA приведены в табл. 73.
Чтобы выбрать формулы для построения зависимости (Д/ic —/) от / определим
сначала максимальное и минимальное значения силы Rc по формуле (141):
Rc = [0,873• 7,15 + 0,3 - 8/-980- 7,15 :(70 - 2-10)2] (1470 + 980): 1470 =
= (6,54 - 22,4/) 1,67 даН.
Максимальное значение Кстах = 9,8 даН (при /min = Зсм), a Rcmin — 8,3 даН (при
/тах = 7 см). Поскольку расчетное нажатие токоприемника меньше 2КС min, то вели-
чину Д/гс нужно вычислять по формуле (161):
16 • 35 • 35 • 1000 16 • 7,15 • 1470 • 1000
70(1470 + 980) ~4-980(1470 + 980)
Разность Дбс —/ в зависимости от / имеет следующие значения:
/ см
Д/1С — / мм
3
101,8
81,8 61,8
В соответствии с рекомендациями, приведенными в § 17, выполним построе-
ния, показанные на рис. 134. Округляя найденное значение аопт до 0,5 м и fonr до
Таблица 73
а, м Значения Д/г15 мм, при / см
3 5 7
' 4 77,1 73,8 71,1
6 82,9 79,2 76,1
8 87,5 83,4 79,8
300
0,5 см, получим, что для заданных условий оптимальная длина рессорного троса
составляет И м, а оптимальная стрела провеса контактного провода равна 5,5 см.
Длину подрессорных струн определим по формуле (173). Примем нагрузку на
рессорный трос от веса одной струны с зажимами, равной 0,6 даН, а от части веса
дополнительного фиксатора с фиксирующим зажимом, передающуюся на рес-
сорный трос, равной нулю. Провес несущего троса в точке крепления рессорного
троса уа определим по формуле (174):
у.л = 5,5 [1,56 • 70 - (0,586 - 2 - 0,229) 5,5] : [2 (1470 - 150)] = 0,226 м.
Стрелу провеса рессорного троса ф определим по формуле (175), принимая на-
тяжение рессорного троса равным 150 даН и вычисляя значение (2Р по формуле
(176):
6р = 0,873(10 + 2) + 0,229(5,5 + 2) + 2-0,6 = 13,4 даН;
ф = (5,5 - 2) 13,4:(2-150) = 0,156 м.
Поскольку конструктивная высота подвески равна 1,8 м (см. § 9), то длина под-
рессорных струн
h' = 1,8 - (0,226 + 0,156) = 1,418 м.
Расчеты для пролета длиной 55 м. Размер а принимаем равным оптимальному
для пролета длиной 70 м, т. е. 5,5 м. В соответствии с табл. 29 задаемся значениями
/, равными 1; 3 и 5 см.
Величину A/i0, которая не зависит от принятых значений / определим по фор-
муле (148):
16-1000
—------------------------------------------= 74 3 мм,
° 2(1470- 150)0,363:5,5 + 2(980+ 150):55
где по формуле (150) = 0,6]/5,5 -980:(10 1470) = 0,363.
Величины Ah1 определим по формуле (153) для различных значений /, от ко-
торых зависит сила Rx :
16-10(55 — 10)1000
________________ ()6-К.)21000
—---------------------------------1-------------у
[1470+ 980-(980+ 150)0,399] 55 8-0,873-980 4’
где по формуле (155) у3 = 5,5(1 — 0,05 • 5,5):10 = 0,399, а по формуле (156) у4 = 1 +
Рис. 134. Построения для определения
аопт и Уопт в пролете длиной 70 м
301
Рис. 135. Построения для опре-
деления fom в пролете длиной
55 м
Значения Rx рассчитаем по формуле (139):
Rt = 0,873 (10 - 2 + 7):2 + 0,3 +
4/980
55-2-10
= 6,85 + 89,6/даН.
Величина Л/ц в зависимости от / имеет сле-
дующие значения:
f, см 13 5
Л/ц, мм 82,1 76,8 72,4
Определим К-min (при J™x = 5 см) и Кстах
(при fmin — 1 см) по формуле (141):
Rc - [0,873 • 7 + 0,3 -
- 8/980- 7:(55 - 2-10)2] (1470 +
+ 980): 1470 = (6,41 - 44,8/) 1,67 даН.
В результате расчетов получим Кст,п — 6,96 даН и КСтах — 9,96 даН. Так как ис-
комая стрела провеса контактного провода явно будет меньше 5,5 см (оптимальное
значение для пролета длиной 70 м), то разгрузки соседних струн не произойдет
и величину A/ic можно определять по формуле (161):
_ 16-27,5-27,5-1000 16-7-1470-1000
с 55(1470 + 980) + 4-980(1470 + 980)
— 106,9 мм.
Разность Д/зс —/ в зависимости от / имеет следующие значения:
Дйс — / мм
96,9
3 5
76,9 56,9
В соответствии с рекомендациями, приведенными в § 17, выполним построе-
ния, показанные на рис. 135. Округляя найденное значение fQm до 0,5 см, получим,
что для заданных условий оптимальная стрела провеса контактного провода равна
3 см.
Длину подрессорных струн определим аналогично приведенному выше для
пролета длиной 70 м:
уа - 5,5 [1,56 • 55 - (0,586 - 2 • 0,229) 5,5]: [2 (1470 - 150)] -0,177 м.
Поскольку значения Qp и ф не изменятся, то искомая длина струн h' — 1,8 —
-(0,177+ 0,156)-1,467 м.
54. Выбор температуры беспровесного положения
контактных проводов при высокой скорости движения
Задание и исходные данные. Выбрать температуру беспровесного положения
контактных проводов для полукомпенсированной рессорной подвески ПБСМ-95 +
+ 2МФ-100 на линии постоянного тока, где скорость движения поездов будет до-
стигать 140 км/ч. Длина наибольшего пролета равна 70 м, минимальная температу-
ра района — 40 °C, максимальная + 40 °C, среднегодовая + 5 °C. Рессорные тросы
аналогичны принятым в § 52. Данные для проводов подвески приведены
в табл. 8—10.
Решение. Примем температуру, которой должны соответствовать оптимальные
параметры подвески, равной среднегодовой, т. е. +5 °C. Для предварительного вы-
бора температуры беспровесного положения контактных проводов t0 нужно по-
строить зависимость//^). Задаваясь натяжениями несущего троса при беспровес-
302
ном положении контактных проводов То, равными 1900 и 1700 даН, по формуле
(216) определим соответствующие этим натяжениям значения £0. Принимая, что
максимальным натяжение несущего троса будет при минимальной температуре,
t и учитывая, что нагрузка от веса подвески составляет 2,71 даН/м (см. табл. 15),
определим коэффициенты уравнения (216):
Лх = - 40 - 2,712 • 702 • 3135: I9602 + 1960:18,1 = 38,9;
Во = 2,712 702 • 3135 = 112,8 • Ю6.
Значения t0 составят: z
при То = 1900 даН
Го = 38,9 + 112,8-106:19002 - 1900:18,1 = - 34,8 °C;
при То = 1700 даН
= 38,9 + 112,8-106:17002 - 1700:18,1 = - 16,0°C.
Чтобы определить стрелы провеса контактных проводов при температуре
+ 5 °C, сначала по формуле (221) вычислим соответствующее этой температуре на-
тяжение несущего троса Т5. Поскольку значения коэффициентов Ао и Вх в уравне-
нии (221) такие же, что и полученные выше иВ0, искомое натяжение Т5 опреде-
лим методом интерполяции. Задаваясь Т5 = 1600 даН, получим
tx = 38,9 4- 112,8 • 106:16002 - 1600:18,1 = - 5,45 °C. -
Если принять Т5 = 1500 даН, то
tx = 38,9 + 112,8-106:15002 - 1500:18,1 = 6,15 °C.
Интерполируя для tx = 5°С, получим Т5 = 1510 даН.
Стрелы провеса контактных проводов при tx = 5 °C определим по формуле
(225), принимая с = 10 м:
при t0 = - 34,8 °C (То = 1900 даН)
(70 - 2 • 10)2 /
—--------------( 2,71 - 2,71
8(1510+ 1960) \
1510 \
1900/
= 0,050 м;
при t0 = - 16 °C (То = 1700 даН)
(70 - 2 -10)2
8(1510+ 1960)
1510 \
2,71 - 2,71----- = 0,027 м.
1700 J
Зависимость /А-(?о) приведена на рис. 136.
Оптимальную стрелу провеса контактных проводов определим, как для ком-
пенсированной подвески, по формуле (172) при температуре, равной среднегодовой,
т. е. +5 °C. Принимая длину рессорного троса
равной 14 м (а = 7 м). его натяжение 100 даН
и используя формулу (148), вычислим значение
жесткости подвески у опор:
жко = 2(1510 - 100)0,572:7 + 2(1960 + 100):70 =
= 289,3 даН/м,
где по формуле (150) ух =
= 0,61/7-1960: (10-1510) = 0,572.
Жесткость подвески в середине пролета,
считая, что разгрузки струн не произойдет,
можно определить по формуле (158):
Рис. 136. Построения для опре-
деления t0 опт
жкс = 70(1510 + 1960):352 = 198,3 даН/м.
303
Коэффициент кж вычислим по формуле (169), принимая жК1 = жко:
/<ж - 289,3 :198,3 = 1,459.
Приняв расчетное нажатие токоприемника равным 21 даН (см. табл. 28), по
формуле (172) определим*
/опт = (1,459 - 1)21 :(1,459 -198,3)^0,035 м.
Выполнив построения, показанные на рис. 136, получим, что для обеспечения
при температуре 5 °C стрелы провеса контактных проводов, равной 3,5 см, необхо-
димо беспровесное положение контактных проводов иметь при температуре
— 22°C. Округляя, как это обычно принято, до значения, кратного пяти, принимаем
предварительно t0 = — 20 °C.
Чтобы принять окончательное решение, необходимо проверить, будет ли обес-
печено безотрывное следование токоприемника по контактным проводам при эк-
стремальных температурах. Для определения стрел провеса контактных проводов
в этих условиях вычислим значения натяжений несущего троса при t0 и tmax. Опу-
ская аналогичные приведенным выше расчеты по формулам (216) и (221), получим:
То 1740 даН при t0 = — 20 °C и Tmin = 1260 даН при tmax — 40 °C.
Стрелы провеса контактных проводов определим по формуле (225):
при *min = -40 °C (Tmax = 1960 даН)
(70-2-10)2
8(1960 + 1960)
1960 \
1740 J
— 0,027 м;
при tmax = 40 °C (Tmin = 1260 даН)
(70 - 2 • 10)2
8(1260+ 1960)
1260 \
1740 J
— 0,073 м.
Проверка безотрывного следования токоприемника при этих стрелах провеса
для скорости движения 140 км/ч должна быть выполнена с учетом динамических
процессов при токосъеме (см. § 14).
55. Расчет анкерного участка полукомпенсированной
рессорной подвески
Задание и исходные данные. Выполнить расчет анкерного участка полукомпен-
сированной рессорной подвески ПБСМ-70 + МФ-100 для линии переменного тока.
В анкерном участке длиной 1290 м-четыре пролета по 70 м, десять по 65 м
и шесть по 60 м. Электрифицируемая линия расположена в равнинной местности
без высоких насыпей в гололедном районе II и в ветровом районе II. Минимальная
расчетная температура — 40 °C, максимальная + 40 °C. Необходимые данные для
проводов приведены в табл. 8-10.
Определение длины эквивалентного пролета. Длину эквивалентного пролета
определим по формуле (204):
4-703+ 10-655 + 6-603
1290
= 64,8 м.
Выбор максимального допускаемого натяжения несущего троса и номинального
натяжения контактного провода. В соответствии с данными табл. 10 принимаем
Ттах = 1570 даН и К — 980 даН.
Определение нагрузок на несущий трос. Вертикальную нагрузку от веса подве-
ски без гололеда определим по формуле (14):
д = 0,586 + 0,873 + 0,1 = 1,56 даН/м.
304
Расчетную толщину стенки льда определим, принимая кг = 1. Тогда для голо-
ледного района II Ьг = 10 мм (см. табл. 1). Нагрузку от веса гололеда на несущий
трос вычислим по формуле (15):
£гн = 2,77 -10(11 + 10) 10 ~ 3 - 0,582 даН/м.
Нагрузку от веса гололеда на контактном проводе определим также по форму-
ле (15) для среднего расчетного диаметра провода, равного полусумме высоты
и ширины сечения, принимая толщину стенки льда в размере 50% указанной выше,
т.е. 5 мм:
дгк = 2,77 • 5 (12,3 + 5) 10 ~ 3 = 0,24 даН/м.
Полная нагрузка от веса гололеда
дт = 0,582 + 0,24 = 0,822 даН/м,
а от веса подвески с гололедом
д + дг = 1,56 + 0,822 = 2,382 даН/м.
Учитывая, что расчетная скорость ветра в ветровом районе II для заданных ус-
ловий составляет 25 м/с (см. табл. 4), определим ветровую нагрузку на несущий
трос по формуле (16):
рн - 0,615 1,25 • 252 • 11 • 10 ~ 4 = 0,529 даН/м.
Ветровую нагрузку на несущий трос, покрытый гололедом, определим по фор-
муле (17), принимая расчетную скорость ветра, равной 60% указанной выше:
ргн = 0,615 • 1,25 • 152 (И + 2 • 10) 10 " 4 = 0,536 даН/м.
Результирующую нагрузку на несущий трос при максимальном ветре (без уче-
та давления его на контактный провод, которое почти полностью воспринимается
фиксаторами) определим по формуле (21):
q„ = |/l,56j + 0,5292 = 1,647 даН/м, .
а результирующую нагрузку на несущий трос при гололеде с ветром-по формуле •
(22):
дгн — j/2,3822 + 0,5362 — 2,442 даН/м.
Выбор режима с максимальным натяжением несущего троса. Будем исходить из
сравнения эквивалентного пролета с критическим, длину которого определим по
формуле (187). Необходимое для расчета натяжение несущего троса при беспровес-
ном положении контактного провода примем равным 80% максимального допу-
скаемого (см. § 9):
То = 0,8 • 1570 = 1256 даН.
Конструктивный коэффициент подвески ф, принимая с = 10 м, определим для
Ттах по формуле (190):
0,48
Ф =----------------------= 0,362,
1 +(1 -0,48)980:1570
где по формуле (191) X = (64,8 — 2-10)2:64,82 = 0,48.
Величины Zmax, и WT определим соответственно по формулам (196), (197)
и (193):
Zmax = 1570 + 0,362 • 980 - 1925 даН;
min = 1,56(1 +0,362 -980:1256) = 2 даН/м;
305
Жг = 2,442 1 +
1,56 0,362-980 \
2,382 1256 /
= 2,894 даН/м.
Длину критического пролета найдем по формуле (187):
24 • 13,3 • 10"6[-5-(-40);
2,8942 - 22
= 97,3 м,
а по приближенной формуле (198)
/кр = (1570+ 0,15-980)
24-13,3-10~6 35
2,4422 - 1,562
= 96,6 м,
что незначительно отличается от вычисленного по более точной формуле (187). Так
как критический пролет оказался больше эквивалентного, максимальным натяже-
ние несущего троса будет при минимальной температуре.
Поставленную задачу можно также решить исходя из сравнения нагрузки при
гололеде с ветром с критической нагрузкой, которую определим по формуле (200):
<?кр “
24ПЗ,3 • 10 > 19252 35
64.S2
1,56-0,362-980
1256
~ 3,28 даН/м.
Поскольку дкр > qt , вывод тот же, что и выше.
Выбор температуры беспровесного положения контактного провода. Так как при
полукомпенсированной подвеске с одним контактным проводом скорость движения
поездов более 120 км/ч не допускается, принимаем искомую температуру t0 на 15°
ниже средней (см. § 22), т.е. t0 = —15°C.
Определение натяжения несущего троса при беспровесном положении контактного
провода. Расчет выполним по формуле (216), задаваясь сначала значением искомого
натяжения, равным 1256 даН. При этом:
А, -40- 1,562-64,82• 3135Т5702 + 1570:14 = 59,14;
Во = 1,562 • 64,82 - 3135 ~ 32,04 • 106;
t0 = 59,14 + 32,04-106:12562 - 1256:14 = - 10,3 °C.
Очевидно, что принятое значение То занижено. Повторим расчет, принимая
То = 1356 даН. В этом случае
Го = 59,14 + 32,04-106:13562 - 1356:14 = - 20,3 °C.
Путем интерполяции получим То = 1303 даН.
Расчет разгруженного несущего троса. Расчет выполним по формуле (218), зада-
ваясь натяжениями разгруженного несущего троса и определяя соответствующие
этим натяжениям температуры. При этом:
Ао ~ - 15 - 1,562• 64,82• 3135:13032 + 1303:14^ ;
Вр = 0,5862 • 64,82 •3135 = 4,52 • 106.
При значении Трх, равном, например, 1400 даН, получим
tx = 59,14 + 4,52 • 106:14002 - 1400:14 = - 38,6 °C.
Результаты подобных расчетов: '
Трх, даН 1400 1200 1000 800 650 550
tx‘°C -38,6 — 23,4 -7,8 9,1 23,4 34,8
306
- Рис. 137. Монтажные кривые нагруженно-
го и разгруженного несущего троса и зна-
чения натяжений нагруженного несущего
троса при дополнительных нагрузках
По этим данным построена кривая Tpx(tx) на рис. 137. Принимая различные
значения Трх, по формуле (219) определим стрелы провеса разгруженного несущего
троса для всех пролетов анкерного участка. Например, для пролета длиной 70 м
стрела провеса разгруженного несущего троса при его натяжении 1420 даН
Fp = 0,586 • 702 :(8 • 1420) - 0,253 м.
Результаты таких расчетов (с округлением до 1 см) приведены в табл. 74. По-
добная таблица при меньших интервалах температур является монтажной для раз-
груженного несущего троса.
Расчет нагруженного несущего троса без дополнительных нагрузок. Для построе-
ния зависимости Tx(tx) используем формулу (221). Коэффициент Ао — 59,14, а Вх =
— 32,04-106 (такой же, как вычисленный выше коэффициент Во). Например, при
Тх = 1150 даН
tx = 59,14 + 32,04-106:11502 - 1150:14 = 1,2 °C
Результаты расчета:
Тх, даН 1570 1450 1303 1150 1000 900
tx, °C -40,0 -29,2 -15,0 1,2 19,8 34,4
По этим данным на рис. 137 построена зависимость Tx(tx). Принимая по это-
му графику различные значения Тх, соответствующие определенным температурам,
определим стрелы провеса обоих проводов подвески и вертикальные перемещения
контактного провода у опор для всех пролетов анкерного участка. Например, при
tx = 0°С получим Тх = 1160 даН. Для этих условий в пролете длиной 70 м стрелу
провеса контактного провода определим по формуле (225):
1,56(70 — 2-10)2 / 1160 \
у 1---------------1 ---------1-0,025 м.
Jx 8(1160 + 980) \ 1303/
По данным § 18 Ущя рассматриваемой подвески а — 5, с = 10 и я1 =2 м. Натя-
жение рессорного троса при беспровесном положении контактного провода примем
равным 150 даН, Gc — 0,6 даН и — 0.
Таблица 74
Параметры /, м Значения параметров при температурах, °C
-40 -20 0 20 40
60 19 23 29 39 53
Fpx> СМ 65 22 27 34 46 62
70 25 в>. 31 40 53 72
ТрХ, даН J * 1420 1150 900 680 500
307
Таблица 75
Z, м Параметры Значения параметров, см, при температуре, °C
-40 -20 0 20 40
60 F* fx Длх 50,0 -2,5 -6,0 56,5 -0,5 -1,0 64,0 1,5 4,0 72,0 3,5 10,0 81,5 5,5 17,5
65 Fx fx &hx 58,0 -3,0 -6,5 65,5 -0,5 -1,5 74,0 2,0 4,5 83,5 4,5 11,0 94,0 7,5 19,0 /
70 Fx fx ,\hx 66,5 -4,0 -7,0 75,5, -1,0 -1,5 85,0 2,5 5,0 95,5 5,5 12,5 107,5 9,0 21,0
— тх, даН 1570 1350 1160 1000 860
Значение Дйх определим по формуле (227) без учета величины kh^'.
№ 1,56-10(70-10) (
ДЬ =-----------------(1 — -
х 2-1160 \
Размер уа0 найдем по формуле (174):
1150
1303
1303
-----------= 0,05 м.
1303 — 150
v =---------------Г 1,56 • 70 - (0,586 - 2 • 0,229) 5] = 0,236 м,
0 2(1303- 150) 1 1
а ф0-по формуле (175):
ф0 = (5 - 2) 13,28:(2-150) = 0,133 м,
где по формуле (176) Qp == 0,873 (10 + 2) + 0,229 (5 4- 2) + 2 • 0,6 = 13,28 даН.
Таким образом, величина
Ьо = 0,236 + 0,133 = 0,369 м,
а по формуле (230) Ъх — 0,369 + 0,05 — 0,419 м.
Стрелу провеса несущего троса Fx определим по формуле (229), заменив в по-
следнем члене отношение Нх/Тх на Но/То :
1,56-702
Тиёб”
980 150
- 0,025 -----+ 0,419 -------= 0,851 м.
1160. 1303
Результаты таких расчетов с округлением до 0,5 см приведены в табл. 75.
Подобные таблицы, составленные обычно для меньших интервалов темпера-
туры, используют при монтаже контактного провода и для провер/и состояния
подвески в условиях эксплуатации.
Определение натяжений несущего троса при дополнительных нагрузках. Расчеты
выполним по формуле (221), задаваясь различными значениями натяжений несуще-
го троса и добиваясь их соответствия температурам режимов гололеда с ветром
и максимального ветра.
Режим гололеда с ветром (tr~ — 5°С). Коэффициенты
Ао = 59,14 (см. выше), Вх = 2,4422-64,82 • 3135 = 78,5 • 106.
308
Задаемся Тх — 1400 даН. Тогда по формуле (221)
tx = 59,14 + 78,5-106:14002 — 1400:14= -0,8°С.
Значение Тх оказалось заниженным. Примем Тх = 1500 даН. При этом
г = 59,14 + 78,5 • 106:15002 - 1500:14 = - 13,1 °C.
Л у у у
Путем интерполяции для tx— — 5 °C получим Тг — 1434 даН.
Режим максимального ветра (tB = 5°C). В этом случае
Вх = 1,6472 • 64,82 • 3135 = 35,7 • 106.
। Л 7 '
Задаемся Тх = 1200 даН. По формуле (221)
= 59,14 + 35,7 10б: 12002 - 1200:14 = - 1,8 °C.
Следовательно, значение Тх завышено. Примем Тх = 1100 даН. Тогда
tx = 59,14 + 35,7 • 106:11002 - 1100:14 = 10,1 °C.
Путем интерполяции для tx — 5 °C получим Тв — 1143 даН.
Значения Тг и Тв показаны точками на графике рис. 137.
Расчет рессорного троса для пролета длиной 70 м. Этот расчет удобно выпол-
нить в такой последовательности:
определить горизонтальные смещения точек крепления рессорного троса Аях
по формуле (181);
задаться натяжениями рессорного троса Нх ;
определить промежуточные значения стрел провеса рессорного троса фх по
формуле (180), провеса несущего троса в точках крепления рессорного троса уах по
формуле (174) и размеров Ьх, равных сумме фх и уах;
задаться разностью уровней контактного провода ех (начиная с нуля);
определить разности вертикальных перемещений контактного провода в точках
крепления околоопорных струн Аусх по формуле (183);
определить промежуточные значения ех по формуле ех = Ьх — Ьо — Аусх ;
выбрать путем линейной интерполяции значения ех для принятых Нх;
определить промежуточные значения натяжения рессорного троса Нх по фор-
муле (182);
выбрать путем линейной интерполяции окончательные значения Нх ;
определить окончательные значения фх, уах и Ьх.
Расчетные формулы для рассматриваемой подвески и заданных условий сле-
дует преобразовать:
формулу (181)
А«х = 0,5 • 5 4,562 j ------s
х \'Г2Х 13032
13,3 -10" 6 (tx + 15) +
Тх - 1303
14600-72,2
= 6438,9^+ - 0,589-10"6) ~ 66,5(tx + 15) 10“6 - 4,743(ТХ - 1303) 10~6;
\^х /
формулу (180)
6(гх + 15) +
5(НХ —150)
17 160-28,27
= |Д0177 + 6 [Аях + 66,5 (tx + 15) 10 “ 6 + 10,307 (Нх - 150) 10 " 6];
формулу (174)
V - [1,56-70 — 5(0,586 — 2-0,229)] _
Уах о/'Т’ rj \ 2/1,4 { ! х
2 (1 х uxj
309
Таблица 76
Параметры в последовательности
их определения
Значения параметров
Лнх, м
даН
К М
Уах, м
Ьх, м
вХ9 М
Лу'сх, м
ех, м
ех, м
Н'х, даН
100
0,156
0,256
0,412
639-10~6
120
0,160
0,261
0,421
Фх, М
Уах, м
6Х, м
0
0,0370
0,0065
0,010
0,0455
- 0,0020
0,0035
119
116
0,159
0,260
0,419
0
0,0450
0,0072
0,010
0,0535
-0,0012 ’
0,0040
115
Примечание. Двумя штрихами отмечены параметры, принятые ориентировочно, одним
штрихом -промежуточные, без штрихов-окончательные.
формулу (183)
АуСх = 0,5 [1,56-10(70 - 10) 4- 0,229• 52 + 0,873 • 22]
1^369 =
1303
- 0,767-10" 3
Тх 1303 / тх
НХЬХ + 980ех
—------------ - 0,0425;
формулу (182)
Нх = -—— [13,28 - 2-980ех :(10 - 2)] = 1,5(13,28 -
2фх
выражение для определения промежуточного значения е
0,^о9 /\усх.
Для наглядности последовательность расчетов и их результаты для tx — 0 °C
в табл. 76.
Аналогичные расчеты для режима tmjn
дали следующие результаты: Нх = 245 даН,
— 0,093 м, уах — 0,205 м и
а для режима rmax
= 0,234 м, уах = 0,344.м и Ьх = 0,578 м.
Изменения параметров рессорного троса
Нх и фх,а также размеров уах и Ьх в зависи-
мости от температуры внешней среды приве-
дены на рис. 138.
Ьх — 0,298 м,
-Нх = 72даН, =
Рис. 138. Зависимости параметров рессорно-
го троса Нх и Tx, а также размеров уах и Ьх
от температуры
X
310
56. Расчет гибкой поперечины
Задание и исходные данные. Выполнить расчет гибкой поперечины, закреплен-
ной на опорах высотой 15 м. План путей, перекрываемых поперечиной, показан на
рис. 139, где I и //-главные пути, над которыми расположены компенсированные
подвески М-120 + 2МФ-100, а 3-8- станционные пути, над которыми находятся по-
лукомпенсированные подвески ПБСМ-70 + МФ-85. Пути 7 и 8 расположены на кри-
вой радиусом 1000 м, а над путем 6 фиксируется воздушная стрелка для стрелочно-
го перевода с маркой крестовины 1/11. Станция расположена в гололедном районе
II (Ьг — 10 мм, vT = 18 м/с) и в защищенной от ветра местности,ветрового района III
(vmax = 29 м/с). Минимальная температура в районе — 50 °C, максимальная + 40 °C;
длина продольного расчетного пролета 65 м. Натяжения несущего троса ПБСМ-70
при минимальной температуре 1570 даН, при гололеде с ветром 1400 даН, при мак-
симальном ветре 1100 даН и при максимальной температуре 800 даН. Остальные
данные для всех проводов контактных подвесок и гибкой поперечины приведены
в табл. 8-10.
Определение нормативных нагрузок. Примем к расчету гибкую поперечину с по-
перечным несущим тросом из двух проводов ПБСМ-70 и фиксирующими тросами
из сталемедного провода площадью сечения 60 мм2 каждый. Вертикальные нагруз-
ки на поперечину определим только для режима гололеда с ветром по формуле
(28), используя данные табл. 15 и 17. Горизонтальные нагрузки от несущих тросов
Рн и от контактных проводов Рк определим для всех интересующих нас режимов,
используя формулы (30), (33) и (41), а также данные табл. 14 и 15. Усилия от зигза-
гов контактных проводов не учитываем, считая, что они имеют различное напра-
вление на разных путях и компенсируют друг друга. Расчетное направление ветра
принимаем совпадающим с направлением усилий, вызванных кривизной путей 7
и 8, т. е. 6т опоры А к опоре Б (см. рис. 139).
Опуская подробные расчеты, их результаты сведем в табл. 77, где все нагрузки
даны с округлением в большую сторону - вертикальные до 10, а горизонтальные до
5 даН. В числителе приведены нагрузки Рн, а в знаменателе Рк. Знаки «минус» оз-
начают направления сил, обратные принятому расчетному направлению ветра.
Расчет поперечного несущего троса. Составляем расчетную схему, показанную
на рис. 140, а. Вертикальную реакцию на опоре Б определим по формуле (344):
УБ = [320(9,1 4- 14,4) + 200(3,1 + 5,1 4- 20,7 + 31,0 4- 36,0) 4- 350-25,7]:40 = 892 даН,
а вертикальную реакцию на опоре Л по формуле (345):
VA = 320-2 + 200 -5 + 350 - 892 = 1098 даН.
Примем следующие размеры (см. рис. 76): =0,5 м, /гк =6,6 м, /?0 = 2 м, /1и =
= 0,6 м, h2 = 0,3 м и h3 = 0. По формуле (347) определим максимальную стрелу про-
веса поперечного несущего троса:
/птах = 15 ~ (0,5 + 6,6 + 2,0 + 0,6 + 0,3) = 5 > 40:10 м.
Установив, что максимальный момент от вертикальных сил действует над пу-
тем 5 (см. рис. 139), определим горизонтальную составляющую натяжения попереч-
ного несущего троса по формуле (346):
Яп = [1098 - 20,7 - 200(17,6 + 15,6) - 320 (11,6 + 6,3) ]:5 = 2072 даН.
Таблица 77
Номера путей Вертикальные нагрузки, даН, при гололеде Горизонтальные нагрузки, даН, при режиме
гололеда с ветром максимально- го ветра минимальной температуры максимальной температуры
/ и II 320 60/55 60/75 -/- -/-
3, 4 и 5 200 55/40 50/50 -/- -/-
6 350 -25/-10 -10/20 -145/-80 -75/-80
7 и 8 200 145/90 120/105 105/55 55/55 .
311
Рис. 139. План расположения путей под гибкой поперечиной
Максимальное натяжение поперечного несущего троса (у опоры А) определим
по формуле (343):
Тптах = j/10982 + 20722 = 2345 даН.
Напряжение в поперечном несущем тросе ап = 23450 : (2-72,2-10“6) — 163 МПа,
что ниже допускаемого нормами.
Повторим произведенный расчет упрощенным способом. Для этого совместим
нагрузки путей .3 и 4 в одну, расположенную над путем 4, и составим расчетную
схему, показанную на рис. 140,6. За эталонные примем нагрузки 4, 6 и 7, равные
200 даН.
По формуле (351), определив коэффициент кх по табл. 34, вычислим:
VA = 200 • 7:2 4- 200 • 0,88 + 120 (0,75 4- 0,63) 4- 150 • 0,37 - 1097 даН.
Приведенное расстояние между нагрузками определим по формуле (354):
л 7-1 3,14-4
д = 40-----— 4- —-----= 4,64 м.
(7 4- I)2 7 4-1
Поскольку величина т — 0, горизонтальная составляющая натяжения попереч-
ного несущего троса определится по формуле (358). Для п = 7 и т = 0 по табл. 35
коэффициент С{ = 8.
Рис. 140. Расчетные схемы для поперечного несущего (а и 6) и фиксирующего (в)
тросов
312
Нп = 4,64 [200 -8 + 0,5 (200 • 1 + 120 • 2 + 120 • 3 + 150 • 3) ] :5 = 2065 даН.
Полное максимальное натяжение поперечного несущего троса по формуле (343)
Тп max = ]/10972 + 20652 = 2338 даН.
Как видно, полученная в приближенном расчете ошибка совершенно незначи-
тельна.
Расчет фиксирующего троса. Выполним расчет верхнего фиксирующего троса,
для чего составим схему, показанную на рис. 140, в. Задаваясь минимальным натя-
жением троса при режиме максимальной температуры Ят'[п =100 даН, найдем на-
тяжения в наиболее ослабленном звене троса при других режимах (без учета проги-
бов опор) по формуле (364). Принимая осф — 13,3 • 10“61/°С и Еф = 0,85 • 171,7 = 146
ГПа, получим:
при гололеде с ветром (Гг = — 5 °C)
Яфг' = 100 + 0,5 (35 - 550) + 13,3 • 10"6 • 14600• 60(40 + 5) = 367 даН;
при максимальном ветре (tB=10°C)
Я^в = 100 + 0,5 (35 - 500) + 11,65 (40 - 10) = 217 даН;
при минимальной температуре (?min = — 50 °C)
Нфгтш = 100 + 0,5 (35 - 65) + 11,65 (40 + 50) = 1135 даН.
Натяжения в наиболее нагруженном звене троса определим по формуле (361):
при гололеде с ветром Яфг = 367 4-550 = 917 даН;
при максимальном ветре Яфв = 217-1- 500 — 717 даН;
при минимальной температуре ЯфПпв1 = 1135 + 65 = 1200 даН.
Проверку прочности фиксирующего троса выполним по наибольшему из полу-
ченных натяжений, т.е. по получим Пф = 12000 :(60-10“ 6) = 200МПа, что ни-
же допускаемого.
Таким образом, для проверки прочности фиксирующего троса нет необходимо-
сти учитывать прогибы опор при определении величин Яф, так как в этом случае
значения Сф будут меньше полученного.
Если же натяжения фиксирующих тросов требуется знать для подбора типовых
опор, то следует при расчете учитывать прогибы опор, иначе получаемые натяже-
ния будут завышенными, что приведет к выбору более мощных опор, чем это
необходимо.
Например, если принять разность прогибов обеих опор на уровне между кре-
плениями фиксирующих тросов при режимах максимальной температуры и гололе-
да с ветром в размере 10 мм, то по формуле (363)
Яф'г = 100 + 0,5 (35 - 550) + 11,65 (40 4- 5) + 14 600 • 60 ( - 0,01):42 = 158 даН,
а Яфг = 158 4- 550 = 708 даН.
Расчет нижнего фиксирующего троса полностью аналогичен расчету верхнего
фиксирующего троса (различие только в значениях нагрузок).
57. Выбор способов прохода контактной подвески
в искусственных сооружениях
Задание и исходные данные. Выбрать способы прохода полукомпенсированной
подвески ПБСМ-70 4- МФ-100 под двумя пешеходными мостиками на станции и та-
кой же компенсированной подвески на мосту с ездой понизу, расположенном на
перегоне линии переменного тока. Длина пролета на станции равна 65 м, пеше-
ходные мостики имеют высоту 8,1 и 6,85 м от уровня головок рельсов. Мост на
перегоне длиной 300 м прямоугольного сечения, высота порталов 6,2 м от уровня
313
головок рельсов. Остальные данные для полукомпенсированной подвески приве-
дены в § 55.
Решение. Проверим сначала по формуле (457), возможно ли использовать пеше-
ходные мостики в качестве опор. Примем /iKrnjn = 6,25 м; Fmax = 0,94 м (см. табл. 75);
emin = 0,8 м; fKmax = 0,075 м и /?и = 0,73 м. При этих данных получим:
6,25 4- 0,075 4- 0,8 4- 0,94 + 0,73 = 8,77 > 8,1 м.
Условие, определяемое выражением (457), не выполняется. Следовательно, ис-
пользовать мостики в качестве опор нельзя. Проверим возможность способа прохо-
да подвески по схеме рис. 116,6. Принимая, что мостики расположены в серединах
пролетов, расчет ведем по формуле (461). Значение Fmin = 0,58 м (см. табл. 75). При-
мем, что /ifmin = 0,15 м, а й0 = 0,35 м, предполагая возможность закрепления отбой-
ников выше нижнего края мостиков (см. рис. 118,6):
6,25 4- 0,075 4- 0,8 4- 0,94 - 0,58 4- 0,15 4- 0,35 = 7,985 < 8,1 м.
Таким образом, для мостика высотой 8,1 м можно осуществить способ прохо-
да подвески по схемам рис. 116,6 и 119, а.
При расчетах относительно беспровесного положения контактного провода,
учитывая, что hKO = 6,6 м, 60 = 0,35 м и Но = 150 даН, определяем по формуле (217):
Fo = 1,56 • 652:(8 • 1303) 4- 0,35 • 150:1303 = 0,672 м.
По формуле (457) получим: 6,6 4- 0,8 4- 0,672 4- 0,73 = 8,802м, а по формуле (461):
6,6 4- 0,8 4- 0,15 4- 0,35 = 7,9 м, что незначительно- отличается от значений, полу-
ченных более точными расчетами. Очевидно, что и вывод о допустимости приня-
того способа прохода подвески под мостиком высотой 8,1 м не изменится.
Для пешеходного мостика высотой 6,85 м единственным возможным остается
способ прохода подвески с включением в несущий трос изолированной вставки (см.
рис. 119,6). Проверим это по формуле (463), принимая и = 0,15 м (см. § 43): 6,25 4-
4- 0,075 4- 0,15 4- 0,35 = 6,825 м. Следовательно, указанный способ прохода подвески
осуществим.
Если мост с ездой понизу на перегоне находится в средней части анкерного
участка, для крепления несущего троса на мосту можно применить П-образные
конструкции (см. рис. 121, а). Примем, что таких конструкций семь, тогда расстоя-
ния между ними составят 50 м. Определим минимальную высоту указанных кон-
струкций по формуле (464). Для этого сначала вычислим стрелу провеса несу-
щего троса по формуле (229), принимая b = 0,3 м, стрелу провеса контактного
провода равной 0,03 м, Но = 150 даН и 7 = 1470 даН (см. табл. 10)1
F = 1,56 • 502:(8 • 1470) - 0,03 980:1470 4- 0,3 • 150:1470 = 0,34 м.
По формуле (464) найдем:
fcmin = 5,75 4- 0,03 4- 0,8 4-0,34 4- 0,73 - 6,2 = 1,45 м.
Если же мост находится не в средней части анкерного участка, то нужно уста-
новить изолированные поворотные консоли по схеме рис. 121,6, а необходимую
для этого минимальную высоту стоек определить по формуле (465):
^rnin = 5,75 4- 0,03 4- 0,8 4- 0,34 4- 0,3 - 6,2 = 1,02 м.
Схема рис. 121,6 может быть осуществлена и при расположении моста в сред-
ней части анкерного участка.
ГЛАВА XIV
ПРИМЕРЫ ПОДБОРОВ
58. Подбор типовых консолей, фиксаторов и кронштейнов
Задание и исходные данные. 1. Подобрать типовые консоли и фиксаторы для
установки на следующих опорах:
а) промежуточной на участке постоянного тока, установленной с внутренней
стороны кривой радиусом 1200 м; габарит опоры 3,4 м;
б) промежуточной на участке переменного тока, установленной с внешней сто-
роны кривой радиусом 700 м в гололедном районе II; опора в выемке; габарит
опоры 5,7 м, длина пролета 55 м, максимальная расчетная скорость ветра 30 м/с;
в) переходных на участке переменного тока на прямом участке пути в гололед-
ном районе II; габарит опор 3,1 м;
г) средней анкеровки компенсированной подвески переменного тока на прямом
участке пути в гололедном районе IV, габарит опоры 3,3 м.
2. Подобрать типовой кронштейн для подвески двух усиливающих проводов
А-185 в пролете длиной 58 м на опоре с внешней стороны кривой радиусом 800 м.
Максимальная расчетная скорость ветра на провод без гололеда равна 30 м/с, а на
провод с гололедом при толщине стенки льда 15 мм-20 м/с. Натяжение провода
при максимальном ветре равно 900 даН, а при гололеде с ветром-1200 даН.
Решение 1. а) По табл. 39 подбираем типовую неизолированную консоль
HP-1-5, а по табл. 48-типовой фиксатор У ФО-1-3.
б) По табл. 40 подбираем консоль HP VI-5n, а по табл. 48-фиксатор ФГИ-25
(в соответствии с табл. 32 при одном контактном проводе, пролете 55 м и радиусе
* кривой менее 825 м допустимо устанавливать гибкие фиксаторы).
в) По табл. 40 и 49 подбираем следующие типовые консоли и фиксаторы: для
рабочих ветвей подвесок - консоль типа ИТР-П и фиксаторы на опоре вида А (рабо-
чая ветвь подвески ближе к опоре)-ФПИ-1-25, а на опоре вида Б (рабочая ветвь,
дальше от опоры)-ФОИ-Ш-25; для анкеруемых ветвей - консоль типа ИТС-П
и фиксаторы на опоре вида А ФАИ-Ш-25, а на опоре вида Б-ФАИ-1У-25.
г) По табл. 40 подбираем типовую консоль ИТС-П, а по табл. 48-типовой
фиксатор ФПИ-1-25 при зигзаге контактного провода к опоре и фиксатор ФОИ-
Ш-25 при зигзаге контактного провода от опоры.
Решение 2. По табл. 16 находим вертикальную нагрузку от веса провода А-185:
без гололеда она равна 0,49 даН/м и при заданном гололеде 1,84 даН/м. Горизон-
тальные нагрузки составляют без гололеда 1,16 даН/м и при гололеде 1,4 даН/м.
Учитывая эти данные, определим вертикальные и горизонтальные нагрузки на
кронштейн (см. рис. 87):
при режиме максимального ветра Q = 2-0,49-58 — 57 даН; Р = 2-1,16-58 +
+ 2-900-58:800 = 265 даН;
при режиме гололеда с ветром Q = 2-1,84• 58 = 214 даН; Р = 2-1,4-58 +
Р 2 -1200 - 58:800 = 337 даН.
Так как нагрузки при режиме гололеда с ветром больше, то, учитывая их, по
графику рис. 88, а выбираем кронштейн КФ-6,5.
59. Подбор типовой жесткой поперечины
Задание. Подобрать типовую жесткую поперечину с фиксирующим тросом
и устройствами освещения для перекрытия шести путей на линии постоянного тока
по схеме, приведенной на рис. 141.
315
Исходные данные. Подвески на главных путях М-120 4-2МФ-100, на стан-
ционных -ПБСМ-70 4-МФ-85. Длина продольного пролета 60 м. Расчетная тол-
щина стенки гололеда 15 мм, максимальная расчетная скорость ветра 30 м/с.
Решение. Для проверки выбираем поперечину типа 01129-30,3 и определяем
расчетные нагрузки, используя данные табл. 15.
Вертикальные силы от подвесок главных путей I и II без гололеда по формуле
(420)
Gra = 2,98 • 60 4- 41 = 220 даН,
а от веса гололеда на этих подвесках по формуле (421)
Grrjl = 2,15-60 = 129 даН.
Соответственно вертикальные нагрузки от подвесок станционных путей:
GCT = 1,43-60 4-41 = 127 даН и Gfcr ±= 1,51-60 = 91 даН.
Нормативные нагрузки от собственного веса 1 м поперечины и от гололеда на
1м поперечины найдем по табл. 45: др = 60,2даН/м и дрг = 25,73 даН/м.
Нагрузки на поперечину при ветре максимальной интенсивности и при гололе-
де определим соответственно по формулам (432) и (431):
Рр = 0,048 • 302 = 43 даН и Ррг = 0,048 (0,5 • 30)2 = 11 даН.
Для принятой поперечины, состоящей из трех блоков, необходимо выполнить
проверку среднего блока в середине пролета и крайних в одной трети пролета (см.
рис. 141).
Определим изгибающие моменты М (G) и М (Gr) в середине пролета по форму-
лам (418) и (419):
М (G) = {0,5 [220 (9,4 + 14,7) + 127 • 3,3] + 0,5 • 127 (4,7 + 8,5 + 13)}10~2 = 45,3 кН • м;
М (Gr) = {0,5 [129 (9,4 + 14,7) + 91 • 3,3] + 0,5-91 (4,7 + 8,5 + 13)} 10~2 = 29,0 кН • м.
Аналогичные моменты для одной трети пролета составят:
слева от расчетного сечения
М (G) = {0,67 (220 • 9,4 4- 127 • 3,3) + 0,33 [220 • 15,5 4- 127 (4,7 4- 8,5 4-13) ]} 10“2 =
= 38,9 кН • м;
М (Gr) = {0,67 (129 • 9,4 4- 91 - 3,3) + 0,33 [129 -15,5 4- 91 (4,7 + 8,5 + 13) ] } 10" 2 =
= 24,6 кН • м;
справа от расчетного сечения
М (G) = {0,33 -127 (4,7 + 8,5) 4- 0,67 [220 (9,4 4- 14,7) 4- 127 (3,3 4- 17,2) ] } 10“ 2 =
= 58,5 кН-м;
М (Gr) = {0,33 - 91 (4,7 4- 8,5) 4- 0,67 [129 (9,4 4- 14,7) 4- 91 (3,3 + 17,2) ] } 10“2 =
= 37,3 кН -м.
316
Для дальнейшего расчета принимаем максимальные из полученных моментов,
т. е. 58,5 и 37,3 кН • м.
Изгибающие моменты от внешних сил в середине пролета определим:
при аварийном режиме по формуле (422)
Мн” = [0,125 • 30,22 (60,2 4- 25,73) + 184 • 30,2 • 1,62] 10“ 2 4- 45,3 4- 29,0 = 262,3 кН • м;
при нормальном режиме гололеда с ветром по формуле (423)
Мвр - [0,125 • 30,22 (1,1 • 60,2 4 1,17 - 25,73) 4- 0,132 • 11 • 1,2 • 30,22 • 1,62] 10“2 4 1,1 • 45,3 4
4-1,17• 29 = 219,6 кН-м;
при нормальном режиме максимального ветра по формуле (424)
Мвр = (0,138 • 30,22 • 60,2 4- 0,147 • 43 1,2 • 30,22 • 1,62) 10“2 4-1,1 • 45,3 = 237,7 кН • м.
Изгибающие моменты в одной трети пролета:
при аварийном режиме по формуле (427)
Min = [0,111 • 30,22 (60,2 4 25,73) 4- 164 • 30,2 • 1,62] 10“ 2 4- 58,5 4- 37,3 = 233,1 кН • м;
при нормальном режиме гололеда с ветром по формуле (428)
М р = [0,111 • 30,22 (1,1 • 60,2 4- 1,17 25,73) 4 0,118 • 11 • 1,26 • 30,22 • 1,62] 10“2 4
+ 1,1 • 58,5 4- 1,17 • 37,3 - 229,6 кН • м;
при нормальном режиме максимального ветра по формуле (429)
Мвр = (0,122 • 30,22 60,2 4- 0,13 • 43 • 1,26 • 30,2? • 1,62) 10“2 4 1,1 • 58,5 = 235,4 кН • м.
Сравнивая максимальные значения полученных изгибающих моментов от
внешних сил с условными допускаемыми, приведенными в табл. 43, можно сделать
рзывод о том, что несущая способность принятой к проверке жесткой поперечины
ОП29-30,3 удовлетворяет заданным условиям, так как для среднего блока
Мн” = 262,3 < 284 кН • м и Мвр = 237,7 < 292 кН • м,
а для крайнего блока
Мн” = 233,1 < 253 кН • м и Мвр = 235,4 < 292 кН • м.
Таким образом, для схемы рис. 141 окончательно принимаем жесткую по-
перечину типа 01129-30,3.
60. Подбор типовых консольных опор
Задание. Подобрать типовые железобетонные опоры для установки их в каче-
стве консольных промежуточных на прямых участках пути, с внешней и внутренней
сторон кривой радиусом 900 м, а также в качестве консольных переходных при со-
пряжениях анкерных участков в трех пролетах на прямых участках пути.
Исходные данные. Проектируемая линия расположена в гололедном районе II,
где расчетная толщина стенки льда составляет 10 мм (см. табл. 1). Максимальная
скорость ветра vmax, по местным данным, равна 33 м/с; расчетная скорость ветра
при гололеде составит 60% гтах, т. е. 20 м/с.
Контактная подвеска М-120 4 2МФ-100 компенсированная, на неизолиро-
ванных наклонных консолях. Поминальные натяжения проводов приведены
в табл. 10. С полевой стороны опор находится трехфазная ЛЭП 10 кВ, выполнен-
ная некомпенсированными проводами АС-50/8. Натяжение каждого из этих прово-
дов в режиме гололеда с ветром равно 400 даН, а при режиме максимального ве-
тра-300 даН. На промежуточных опорах прямых участков пути подвешены два
усиливающих провода А-185.
Наибольшая длина пролета на прямых участках пути составляет 68 м (см.
табл. 21).
317
Эту же длину пролета примем и для подбора переходных опор, так как она мо-
жет быть реализована при неизолирующих сопряжениях анкерных участков, что
обусловит большие нагрузки опор, чем при изолирующих сопряжениях, когда дли-
на пролета между переходными опорами уменьшается. На кривых радиусом 900 м
наибольшая длина пролета равна 60 м.
Промежуточные и переходные опоры устанавливают с габаритом 3,1 м, ан-
керные споры-с габаритом 3,3 м.
Составление расчетной схемы и определение нормативных нагрузок. Принимаем
для установки железобетонные опоры СО 136.6 без фундаментов и составляем рас-
четную схему, показанную на рис. 142.
Нагрузки на несущий трос принимаем по табл. 15, на контактные провода-по
табл. 14, а на провода А-185 и АС-50/8-по табл. 16. При этом ветровые нагрузки
при скорости ветра 33 м/с определяем соответствующими расчетами. Все упомя-
нутые нагрузки приведены в табл. 78, где указаны также принятые для расчетов на-
грузки ст веса консоли, кронштейна для проводов ЛЭП 10 кВ и стойки для усили-
вающих проводов. Нагрузки для режима минимальной температуры в табл. 78 не
приводятся, так как при компенсированной контактной подвеске этот режим не бу-
дет определять максимальные изгибающие моменты, необходимые для подбора
опор.
Используя данные табл. 78, определим нормативные нагрузки на опоры в не-
обходимых расчетных режимах для заданных участков 1рассы и длин пролетов.
Нагрузку от веса контактной подвески (даН) определим по формуле (24), при-
Рис. 142. Расчетная схема для подбора промежуточной и переходной консольных
опор
318
Таблица 78
Виды нагрузки-от Значения нагрузок при режимах
гололеда с ветром максылслыюго ветра
веса контактной подвески, даН/м 4,20 2,98
давления ветра на несущий трос, даН/м 1,05 1,18
го же на контактные провода, даН/м 0,99 1,46
веса одного провода АС-50/8, даН/м 0,74 0,19
то же одного провода А-185, даН/м 1,26 0,49
давления ветра на провод АС-50/8, даН/м 0,87 0,77
то же на провод А-185, даН/м 1,10 1,41
веса одной консоли, даН 100 60
веса кронштейна с изоляторами, даН 70 40
веса стойки с изоляторами, даН 50 30
нимая, что нагрузка от веса гирлянды с арматурой и части веса фиксатора пере-
дается на несущий трос в размере 30 даН, г. е. ~ gjl + 30.
Нагрузку (даН) от веса трех проводов АС-50/8 или двух А* 185 определим как
G^ih^l.
Нагрузку (даН) от давления ветра на провода контактной подвески и на
каждый из проводов АС-50/8 или А-185 определим по формуле (30): P^—p^jl-
Нагрузки (даН) от изменения направления проводов на кривой рассчитаем по
формуле (33): г’ц3 кр/- == 60:909;
от изменения направления проводов контактной подвески при отводе их на ан-
кер хвку - по формуле (41): Р1пз аик — Н1 • 3,5 :68;
от изменения направления контактных проводов при зигзагах на прямых участ-
ках пути “По формуле (52): Pj33tl]r 1960'4'0,3 :68 — 35 даН.
Нагрузки от давления ветра на опору определим по формуле (31):
PGnj « 0,0615 *0,7tA. 3,51 даН,
где площадь диаметрального сечения опоры <$оп— (0,29 -Г 0,44)9,6 :2 = 3,51 м2.
Индекс j во всех приведенных выше выражениях означает, что данная величина
соответствует определенному расчетному режиму. Результаты расчетов по опреде-
лению нормативных нагрузок на опоры сведены в табл. 79, где в числителе ука-
заны нагрузки при режиме гололеда о ветром, а ь знаменателе “При режиме макси-
мального ветра.
Подбор опор будем выполнять отдельно для каждого из заданных тиков опор.
Изгибающие моменты для промежуточных опор определим только относительно
Таблица 79
Нагрузки Значения нагрузок, даН, на опоры Нагрузки — — Значения нагрузок, даН, на опоры
промежу- точную на прямой промежу- точную на кривой переход- ную на прямой
промежу- точную и переход- ную на прямой промежу- точную на кривой
gd 316/233 282/299 75/96 -/-
<?пр 151/39 134/35 * из -/- 118/118 . 91/91
Gy 171/67 —/— рК л из 35/35 131/131 101/101
Р^В 72/81 63/71 рПр г из -/- 27/20 “/-
в е 67/99 60/53 90/89 53/47 р 1 оп 61/165 61/165 61/165
319
уровня условного обреза фундамента, а для переходной опоры, кроме того, еще
и относительно уровня крепления пяты консоли. Расчетное направление ветра для
опор на прямых участках пути и на внешней стороне кривой примем от опоры на.
путь, для опоры с внутренней стороны кривой-от пути на опору, а для переходной
опоры выполним расчеты для обоих направлений ветра. Изгибающие моменты от-
носительно уровня условного обреза фундамента определим по формуле (435), а от-
носительно уровня пяты консоли-по формуле (436).
Подбор промежуточной опоры на прямом участке пути. Нормативный изгибаю-
щий момент относительно уровня условного обреза фундамента:
при режиме гололеда с ветром
Мог = 316 3,3 + 100 • 1,8 + 171 • 0,94 + 50 • 0,47 - 151 • 1,7 - 70 • 1,3 + 72•9 + (67 + 35)7 +
+ 2-60-9,7+ 60-8,85 + 75-10,7 + 61-4,8 = 5212 даН-м= 52,1 кН-м;
при режиме максимального ветра
Мов = 233-3,3 + 60-1,8 + 67-0,94 + 30-0,47 - 39-1,7-40-1,3 + 81 - 9 + (99 + 35)7 +
+ 2• 53 -9,7 + 53 • 8,85 + 96• 10,7 + 165• 4,8 = 5819 даН • м = 58,2 кН• м.
Поскольку наибольший изгибающий момент равен 58,2 кН-м, то в соответ-
ствии с табл. 51 выбираем типовую опору СО 136.6-2.
Подбор промежуточной опоры на внешней стороне кривой. Нормативный изги-
бающий момент относительно уровня условного обреза фундамента:
при режиме гололеда с ветром
Мог = 282-3,3 + 100-1,8- 134-1,7-70-1,3+ (63+ 118)9+ (60+ 131)7 +
+ 2(53 + 27) 9,7 + (53 + 27) 8,85 + 61 • 4,8 = 6311 даН • м = 63,1 кН • м;
при режиме максимального ветра
Мов = 209-3,3 + 60-1,8 - 35-1,7 - 40-1,3 + (71 + 118)9 + (89 + 131)7 + 2(47 + 20)9,7 +
+ (47 + 20)8,85 + 165 -4,8 = 6612 даН • м = 66,1 кН • м.
Выбираем типовую опору СО 136.6-3.
Подбор промежуточной опоры на внутренней стороне кривой. Нормативный изги-
бающий момент относительно уровня условного обреза фундамента:
при режиме гололеда с ветром
Мог = 282 • 3,3 + 100 -1,8 - 134-1,7 - 70 -1,3 — (63+ 118)9 — (60 + 131)7-
- 2(53 + 27) 9,7 - (53 + 27) 8,85 - 61 • 4,8 = - 4727 даН - м = - 47,3 кН • м;
при режиме максимального ветра
Мов = 209-3,3 + 60-1,8 - 35-1,7 - 40-1,3 - (71 + 118)9 - (89 + 131)7 - 2(47 + 20)9,7 -
- (47 + 20) 8,85 - 165 • 4,8 = - 5240 даН - м = - 52,4 кН - м.
Выбираем опору СО 136.6-2.
Подбор переходной опоры на прямом участке пути. На этой опоре крепят две
контактные подвески, каждую на отдельной консоли. Подвеска, отходящая на анке-
ровку, передает на опору усилия от изменения направления проводов, действующие
от пути на опору. Провода ЛЭП 10 кВ крепят на переходной опоре без изменения
их направления.
Нормативный изгибающий момент относительно уровня условного обреза
фундамента:
при режиме гололеда с ветром
Мог = 2-316-3,3 + 2-100-1,8-151-1,7-70-1,3+ ( + 2-72-91)9+ (±2-67 - 101)7 ±
± 2 • 60 9,7 ± 60 - 8,85 ± 61 • 4,8 = (572 + 4222) даН • м;
320
при режиме максимального ветра
Мов = 2-233-3,3 + 2- 60-1,8 — 39-1,7 — 40-1,3 + (±2-81 -- 91)9+ (± 2-99 - 101)7 +
± 2 - 53 - 9,7 ± 53 • 8,85 ± 165 • 4,8 = (109 ±5135) даН • м.
В случае направления ветра от опоры на путь (знаки «плюс») изгибающие мо-
менты составят: при режиме гололеда с ветром 47,9 кН•м, а при режиме макси-
мального ветра 52,4 кН • м. Если ветер будет направлен от пути на опору (знаки
«минус»), то изгибающие моменты равны соответственно — 36,5 и — 50,3 кН - м.
Нормативные изгибающие моменты относительно уровня крепления пяты
консоли:
при режиме гололеда с ветром
Мпг = 2- 316-3,3 + 2-100-1,8 — 151 -1,7 — 70-1,3 -I- (zE 2-72 — 91)(9 — 6,75) -ь
+ (± 2 • 67 - 101) (7 - 6,75) ± 2 • 60 (9,7 - 6,75) + 60 (8,85 - 6,75) +
± 61 • 2,852 :(2 • 9.6) = (1870 ± 864) даН • м;
при режиме максимального ветра
Мпв = 2-233-3,3+ 2-60-1,8-39-1,7 -40-1,3 +( + 2-81 -91)(9-6,75) +
+ ( ± 2-99 - 101)(7 - 6,75) ±2-53(9,7 - 6,75) + 53(8,85 - 6,75) + 165-2,852 :(2• 9,6) =
= (1406 + 909) даН • м.
При направлении ветра от опоры на путь (знаки «плюс») изгибающие моменты
составят: для режима гололеда с ветром 27,3 кН-м, а для режима максимального
ветра 23,2 кН • м. Если ветер будет направлен от пути на опору (знаки «минус»), то
изгибающие моменты соответственно равны 10,1 и 5 кН-м. Так как максимальный
изгибающий момент на уровне условного обреза фундамента получился равным
52,4 кН - м (при режиме максимального ветра), а на уровне крепления пяты консоли
27,3 кН -м (при режиме гололеда с ветром), то в соответствии с табл. 51 выбираем
опору СО 136.6-2.
61. Подбор типовых опор для жесткой поперечины
Задание и исходные данные. Подобрать типовые железобетонные опоры для
жесткой поперечины с фиксирующим тросом и устройствами освещения на линии
переменного тока, перекрывающей семь путей по схеме, приведенной на рис. 143.
Эта поперечина образована из основной с расчетным пролетом 39,17 м. Кон-
тактные подвески на главных путях ПБСМ-70 + МФ-100, а на других станционных
путях ПБСМ-70 + МФ-85. Климатические условия и длина продольного пролета те
же, что в § 59.
Решение. По данным табл. 56 для заданных условий нормативный момент по-
перек пути от подвесок на прямом участке пути составляет 74,5 кН • м, а вдоль пути
98,1 кН-м.
Дополнительный момент поперек пути от излома проводов двух контактных
подвесок на кривой радиусом 1000 м находим по табл. 57: МдОП = 2 (3,8 + 2,3) =
= 12,2 кН-м. Наибольший дополнительный момент от подвески провода А-185
с полевой стороны одной из опор (см. рис. 143) в соответствии с табл. 58 составит
(по интерполяции для пролета длиной 60 м): МдОП = 3,5 кН -м.
Д~185 Ст. Ст. Гл. Гл. Ст. Ст. Ст.
1 в i с )— I—J д:
1 с » 1 )— < 35,6м —с R-1000м —
Рис. 143. Расчетная схема для подбора опор с жесткой поперечиной:
, Гл-главные пути; Ст-другие станционные пути
321
Вследствие уменьшения длины поперечины с 39,17 до 35,8 м момент вдоль пу-
ти должен быть пересчитан по формуле (444). В соответствии с данными табл. 59
для заданных условий Мсв = 5,1 кН-м, а Мпв = 186 кН-м. Уточненное значение мо-
мента вдоль пути по формуле (444): Мв — 5,1 + 0,5 • 186 • 35,8 :39,17 = 90,1 кН • м.
Таким образом, расчетные изгибающие моменты:
Мпн= 74,5 + 12,2 + 3,5 = 90,2 кН • м и М* = 90,1 кН • м.
В соответствии с данными габл. 51 для расчетной жесткой поперечины в каче-
стве стоек могут быть приняты спаренные опоры С 136.6-2 или с разрешения МПС
одиночные опоры С 136.7-4. При спаренных опорах произойдет увеличение изги-
бающего момента поперек пути из-за усиления ветровой нагрузки. Используя при-
мечание 1 к табл. 56, получим, что момент увеличится на ДМ'= 0,566-302-10“ 2 =
= 5,1 кН-м, а суммарный момент поперек пути М”= 90,2 + 5,1 = 95,3 кН-м.
Очевидно, что спаренные опоры С 136.6-2 могут быть установлены, так как
95,3 <2-59 кН • м (см. табл. 51).
62. Подбор типовых опор для гибкой поперечины
Задание и исходные данные. Подобрать типовые металлические опоры для гиб-
кой поперечины, рассчитанной в п. 56.
Решение. Расчетную схему опор примем по рис. 100. Значения hn, /?вф, /?нф и hon
соответственно зададим равными 15; 9,6; 7,4 и 7,5 м. Учитывая результаты расче-
тов в п. 56, по формуле (445) для режима гололеда с ветром получим:
Мо = 2072 -15 + 708 • 9,6 + 708 • 7,4 + 209 • 7,5 = 44 684 даН м = 446,8 кН - м.
Здесь натяжение нижнего фиксирующего троса условно принято таким же, как
и верхнего (708 даН), а ветровая нагрузка на опору при режиме гололеда с ветром
определена по формуле (32):
Роп = 0,0615 • 1,4 • 182 (1,5 4- 0,5) 15 - 0,5 :2 = 209 даН.
Таким образом, в соответствии с табл. 52 для данной гибкой поперечины могут
быть установлены опоры МН-45/15-73 (превышение полученного момента по срав-
нению с допускаемым составляет менее 1,5%).
Выполним подбор опор для этих же условий упрощенным способом, применя-
емым в Трансэлектропроекте. Составим расчетную схему рис. 144 и определим сред-
нее междупутье по формуле (446): пср = 40 :(8 4- 1) = 4,44 м.
Значение изгибающего момента в основании опоры от вертикальных нагрузок
найдем по формуле (448). Для этого сначала определим удельный изгибающий мо-
мент ДМ по кривой рис. 102, учитывая высоту опор 15 м и принимая число попе-
речных несущих тросов равным двум: ДМ = 15,6 кН-м.
Поправочные коэффициенты для подвесок главных и ст акционных путей по гра-
фику на рис. 103 соответственно составят 1,48 и 0,9 (при заданной длине пролета 65 м).
Сумма номеров нагрузок от главных путей равна 7 (3 + 4), а от станционных путей
13(1+2 1-4 + 3 + 2 + 1). Тогда по формуле (448): Mt = 15,6(1,48-7 + 0,9-13) =
= 344,1 кН-м.
Изгибающий момент от воздействия ветра на провода подвесок определим по
формуле (449). Для этого сначала найдем значения моментов от давления ветра на 1 м
подвесок по табл. 60. Эти моменты: для главных путей (число подвесок 2) равны
14,6 даН-м/м, а для станционных путей (число подвесок 7)-11,1 даН-м/м.
Рис. 144. Расчетная схема для подбора опор с гибкой поперечиной:
Гл-главные пути; Ст- другие станционные пути
322
При длине пролета, равной 65 м, по формуле (449)
М2 = 65(1.4,6-2 4- 11,1 -7) 10" 2 = 69,5 кН-м.
Суммарный изгибающий момент от затяжки фиксирующих тросов при режиме
гололеда с ветром для опоры МН-45/15-73 по данным табл. 61 М3 = 26,1 кН-м.
Принимая натяжения несущих тросов равными 1400 даН (см. п. 56) и кон-
тактных проводов МФ-85 835 даН (см. табл. 10), получим изгибающий момент от
излома проводов двух подвесок станционных путей на кривой радиусом 1000 м по
формуле (450):
М4 « 2 (1400 - 9,6 + 835 • 7,4) 65 • 10 " 2 :1000 = 25,5 кН • м.
Изгибающий момент от излома проводов одной подвески станционного пути
на стрелке с маркой крестовины 1/11 найдем по формуле (451):
М5 = — (1400-9,6 4-835 7,4) 10“ 2 :11 = -17,8 кП-м.
Суммарный изгибающий момент от всех внешних сил относительно основания
опоры определим по формуле (447):
Мо = 344,1 4- 69,5 4- 26,1 + 25,5 - 17,8 = 447,4 кН • м.
Различие между результатами, полученными точным и приближенным расчета-
ми, незначительно. Для заданной гибкой поперечины по приближенному способу
подбора могут быть приняты опоры МН-45/15-73.
63. Подбор типовых конструкций
для закрепления оп^р в грунте
Задание. Выбрать способы заделки в грунт и необходимые типовые конструк-
ции для следующих опор:
а) переходной СО 136.6-2 в соответствии с данными § 60;
б) спаренных С 108.6-2 на фундаментах типа ТС по данным § 61;
в) МН-45/15-73, устанавливаемой в качестве опоры А рис. 139, по данным
§ 62.
Исходные данные. Все опоры устанавливают на насыпи высотой 1,5 м без при-
сыпки, расчетное сопротивление грунта составляет 0,15 МПа.
Решение. Вариант а. В соответствии с данными § 60 устанавливается пере-
ходная опора СО 136.6-2 с габаритом 3,1 м, а максимальные изгибающие моменты
Мф относительно условного обреза фундамента равны в сторону пути 52,4 кН • м,
в сторону от пути 50,3 кН-м. Долю постоянной нагрузки в общей можно оценить
В 70%.
По табл. 62 допускаемые моменты для заданных условий установки опоры M"v
составляют: без лежней к пути 103 кН-м и от пути 60 кН-м; с одним верхним леж-
нем типа I к пути 139 кН-м и от пути 76 кН-м. С учетом поправочного коэффи-
циента 0,7075 (определенного по данным § 37), допускаемые моменты:
без лежней к пути-103-0,7075 — 73 кН-м; от пути-60-0,7075 — 42,5 кН-м;
с одним верхним лежнем типа I к пути-139-0,7075 = 98,3 кН-м; от
пути-76-0,7075 = 53,8 кН-м.
Из этих данных следует, что опору нужно устанавливать с одним верхним леж-
нем типа I со стороны поля. Тогда при направлении момента к пути без лежня
73 кН • м > 52,4 кН -м, при моменте от пути с лежнем 53,8 кН • м > 50,3 кН • м. Таким
образом, условие Мф < будет соблюдено.
Вариант б. В соответствии с данными § 61 максимальный момент, действую-
щий поперек пути, равен 95,3 кН-м, а вдоль пути 90,1 кН-м. Для заданных условий
установки опор по табл. 63 следует выбрать фундаменты типа ТС длиной 4 м, до-
пускающие минимальный момент поперек пути 171 кН-м, а вдоль пути 159 кН-м
(фундаменты длиной 3,5 не могут быть приняты, так как допускаемый момент
вдоль пути равен 94кН-м, что меньше требуемого 95,3 кН-м).
Вариант в. В соответствии с данными табл. 65 для опор типа МН-45/15-73
в заданных условиях установки (см. опору А на рис. 139), должны быть применены
фундаментные блоки-растянутые ФРЗ-1 и сжатые ФР1-1.
323
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Беляев И. А., Во логин В. А.. Взаимодействие токоприемников и контактной
сети. 2-е изд. М.: Транспорт, 1983, 192 с.
Беляев И. А., Михеев В. П., Шиян В. А. Токосъем и токоприемники элек-
троподвижного состава. М.: Транспорт, 1976, с. 192 с.
Горошков Ю. И., Бондарев Н. А. Контактная сеть. 2-е изд., перераб. и доп.
М.: Транспорт, 1981. 400 с.
Инструктивные указания по регулировке контактных подвесок/МПС СССР.
М.: Транспорт, 1981. 64 с.
М а р к в а р д т К. Г., В л а с о в И. И. Контактная сеть. 3~е изд., перераб. и доп.
М.: Транспорт, 1977. 272 с.
Нормы технологического проектирования электрификации железных дорог
(ВНТП-81)/МПС СССР. Москва, 1981. 73 с.
Перечень единиц физических величин, подлежащих применению в строитель-
стве: СН 528-80. М.: Стройиздат, 1981. 33 с.
Правила техники безопасности и производственной санитарии при эксплуата-
ции контактной сети электрифицированных железных дорог и устройств электро-
снабжения автоблокировки/МПС СССР. М.: Транспорт, 1974. 128 с.
Правила технического обслуживания и ремонта контактной сети и воздушных
линий/МПС СССР. М.: Транспорт, 1981. 72 с.
Правила технической эксплуатации железных дорог Союза ССР/МПС СССР.
М.: Транспорт, 1979. 144 с.
Правила устройства электроустановок: ПУЭ-76. Раздел II и раздел VI. М.:
Атомиздат, 1979, 96 и 48 с.
Пр онтарский А.Ф. Системы и устройства электроснабжения. 4-е изд., пере-
раб. и доп. М.: Транспорт, 1983. 264 с.
Сердинов С. М. Анализ работы и повышение надежности устройств энерго-
снабжения электрифицированных железных дорог. М.: Транспорт, 1975. 366 с.
Справочник по электроснабжению электрифицированных железных дорог.
Т.2/Под ред. К. Г. Марквардта. М.: Транспорт, 1981, с. 163-363.
Устройства электрификации и продольного электроснабжения. Справочно-ме-
тодическое пособие (БАМ-в помощь строителям)/Под ред. Д. И. Федорова. М.:
Транспорт, 1982. 263 с.
Фрайфельд А. В. Проектирование контактной сети. М.: Транспорт, 1978,
304 с.
Фрайфельд А. В., Бондарев Н. А., Марков А. С. Устройство, сооружение
и эксплуатация контактной сети и воздушных линий. М.: Транспорт, 1980. 424 с.
ОГЛАВЛЕНИЕ
От автора1............................................................ 3
Глава I
Методы проектирования различных устройств контактной сети
и воздушных линий и расчетные условия
1. Общие положения.................................................... 4
2. Методы проектирования . . ........................................ 7
3. Расчетные к ли магические условия................................ 11
4. Основные данные для расчетов.................................... 16
Глава 11
Определение нагрузок, действующих на различные устройства
контактной сети невоздушных линий
5. Виды нагрузок и их сочетания...................................... 22
6. Определение нормативных нагрузок на провода и тросы.............. 23
7. Определение нормативных нагрузок на опорные устройства............ 30
8. Определение нагрузок, возникающих при монтаже и эксплуатации и
при обрыве проводов . . ............................................ 38
Глава Ш
Определение ветровых отклонений проводов и длин пролетов
между опорами
9. Общие положения................................................... 44
10. Определение ветровых отклонений проводов......................... 49
11. Определение максимальных допустимых длин пролетов................ 57
Глава IV
Расчеты взаимодействия контактных подвесок с токоприемниками
12. Методы исследований............................................ 66
13. Критерий и показатели оценки качества токосъема ........ 70
14. Методика расчета динамического взаимодействия контактной подвески
с токоприемником..................................................... 73
15. Определение расчетных параметров................................. 79
Глава V
Выбор типов контактных подвесок и их оптимальных параметров
по условиям токосъема
16. Влияние параметров контактной сети на качество токосъема .... 90
17. Определение оптимальных параметров компенсированных контактных
подвесок............................................................ 94
325
i
1
18. Определение оптимальных параметров полукомпенсированных контакт-
ных подвесок........................................................ 101
19. Пути совершенствования контактных подвесок и токоприемников для
высоких скоростей движения.......................................... 106
Глава VI
Расчеты проводов воздушных линий и контактных подвесок
при изменениях климатических условий
20. Общие положения............................................... 114
21. Расчеты проводов воздушных линий ............................... 120
22. Расчеты контактных подвесок..................................... 122
23. Особые случаи расчета.......................................... 132
Глава VII
Расчеты поддерживающих и фиксирующих устройств
24. Поддерживающие и фиксирующие устройства . . •................... 140
25. Определение геометрических размеров и расчеты консолей.......... 142
26. Определение геометрических размеров и расчеты кронштейнов .... 157
27. Расчеты гибких поперечин ....................................... 159
28. Определение геометрических размеров и расчеты фиксаторов ..... 167
29. Особые случаи расчета поддерживающих и фиксирующих устройств 172
Глава VIII
Подбор типовых поддерживающих и фиксирующих устройств
• 30. Подбор консолей............................................... 184
31. Подбор жестких поперечин и тросов гибких поперечин ....... 188
32. Подбор фиксаторов и кронштейнов . .............................. 196
Г л а в а IX
Подбор типовых опор и конструкций для их закрепления в грунте
33. Опоры контактной сети и их закрепление в грунте..................202
34. Подбор консольных й фиксирующих опор.......................... 210
35. Подбор опор для жестких поперечин.............................. 217
36. Подбор опор для гибких поперечин............................... 220
37. Подбор типовых конструкций для закрепления опор в грунте .... 224
Глава X
Проектирование схем питания и секционирования контактной сети
38. Принципы питания и секционирования........................' . . 228
39. Схемы питания и секционирования................................ 233
40. Секционирование контактной сети при стыковании линий постоянного
и переменного тока.................................................. 235
41. Рельсовые цепи и отсасывающие линии. Заземления и разрядники . . . 237
Глава XI
Составление планов контактной сети станций и перегонов
42. Принципы составления планов .....................................241
43. Основные габариты устройств контактной сети . ...................246
44. Выбор способа прохода контактной подвески в искусственных соору-
жениях ............................................................. 253
45. Составление планов контактной сети станций.......................259
46. Составление планов контактной сети перегонов.....................273
326
Глава XII
Проектирование организации строительства и эксплуатации
контактной сети
47. Организация строительства контактной сети...................278
18. Организация эксплуатации контактной сети ... ........ 284
Глава XIII
Примеры расчетов
9. Определение максимальных допускаемых длин пролетов по статической
методике..................................................... 287
'). Определение ветрового отклонения контактных проводов и максималь-
ной допускаемой длины пролета по динамической методике........291
1. Выбор схемы ромбовидной контактной подвески.................293
)2. Расчеты эластичности и жесткости компенсированных контактных под-
весок с рессорными тросами ................. 295
53. Выбор основных оптимальных параметров компенсированной рессор-
ной подвески............................................... 299
54. Выбор температуры беспровесного положения контактных проводов
при высокой скорости движения....................................302
55. Расчет анкерного участка полукомпенсированной рессорной подвески 304
56. Расчет гибкой поперечины ................................. 311
57. Выбор способов прохода контактной подвески в искусе гвенных соору-
жениях ......................................................... 313
Глава XIV
Примеры подборов
58. Подбор типовых консолей, фиксаторов и кронштейнов...........315
59. Подбор типовой жесткой поперечины ..........................315
60. Подбор типовых консольных опор............................ 317
61. Подбор типовых опор для жесткой поперечины..................321
62. Подбор типовых опор для гибкой поперечины...................322
63. Подбор типовых конструкций для закрепления опор в грунте .... 323
Список использованной литературы.............................. 324
УДК 621.332.3.001.6:
Фрийфельд Л. В.
пор г, 1984 327 с.
В книге рассмо
гак той сети и возд
железных дорог, в
и даны их расчеты,
ноднесок с токоприе
живающих, фиксиру]
дспы примеры расче
коп гак гной сети и в
1-е издание вып
Книга рассчитан
кон, запятых проекта
цией контактной сета
ванных железных дс
студентам высших у
1 ранегюрта.
Ил. 144, табл. 7
Рецензент иня
Заведующий ]
Редактор И. К
Александр Владимирович Фрайфелъд
ПРОЕКТИРОВАНИЕ КОНТАКТНОЙ СЕТИ
Переплет художника В. К. Бисенгалиева
Технический редактор Н. Д. Муравьева
Корректор О. Г. Голоцукова
И Б № 2558
Сдано в набор 03.05.83. Подписано в печать 13.02.84. Т-00966.
Формат 60Х90'/1б. Бум. офсет. № 2. Гарнитура тайме. Офсетная печать.
Усл. печ. л. 20,5. Усл. кр.-отт. 20,82. Уч.-изд. л. 23,23. Тираж 7000 экз. Заказ 1448.
Цена 1 р. 40 к. Изд. № 1-3-1/5 № 1727.
Ордена «Знак Почета» издательство «ТРАНСПОРТ», 107174, Москва,
Басманный туп., 6а
3602030000-075 о
049(01 >84
Набор и фотоформы изготовлены в Можайском полиграфкомбинаге
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли,
143200, г. Можайск, ул. Мира, 93
Отпечатано в Московской типографии № 4 Союзполиграфпрома >
при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли,
129041, Москва, Б. Переяславская ул., 46
Александр Владимирович Фрайфелъд
ПРОЕКТИРОВАНИЕ КОНТАКТНОЙ СЕТИ
Переплет художника В. К. Бисенгалиева
Технический редактор Н. Д. Муравьева
Корректор О. Г. Голоцукова
ИБ № 2558
Сдано в набор 03.05.83. Подписано в печать 13.02.84. Т-00966.
Формат 60X90 '/16- Бум. офсет. № 2. Гарнитура тайме. Офсетная печать.
Усл. печ. л. 20,5- Усл. кр.-отт. 20,82. Уч.-изд. л. 23,23. Тираж 7000 экз. Заказ 1448.
Цена 1 р. 40 к. Изд. № 1-3-1/5 № 1727.
Ордена «Знак Почета» издательство «ТРАНСПОРТ», 107174, Москва,
Басманный туп., 6а
Набор и фотоформы изготовлены в Можайском полиграфкомбинате
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли,
143200, г. Можайск, ул. Мира, 93
Отпечатано в Московской типографии № 4 Союзполиграфпрома $
при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли,
129041, Москва, Б. Переяславская ул., 46