Содержание к диссертации
Введение
2. Физические .принципы передачи энергии в системе "дизель-молот-свая-грунт" и задачи исследований 16
2.1. Подсистема ДМ 16
2.2. Подсистема "наголовник*' 22
2.3. Подсистема "свая-грунт" 24
2.4. Выводы. Задачи исследований 30
3. Исследование системы дмсг методом математического моделирования 33
3.1. Формализация системы ДМСГ 33
3.2. Вывод дифференциальных уравнений движения ДМ и наголовника 42
3.3. Вывод дифференциальных уравнений подсистемы СГ.. 49
3.4. Сводка дифференциальных уравнений системы ДМСГ и реализация на ЭЦВМ 51
3.5. Методика исследований системы ДМСГ с помощью ее математической модели 53
3.6. Ударные взаимодействия в системе ДМСГ 61
3.7. Взаимодействие ДМ с погружаемой сваей 69
3.8. Выводы по главе 74
4. Исследование энергетического баланса системы ДМСГ . 76
4.1. Уравнение энергетического баланса ГДМ 77
4.2. Определение энергетических параметров ДМ с помощью индикаторной диаграммы 81
4.3. Определение энергетических параметров ДМ по результатам испытаний на жестком стенде . 83
4.4. Определение энергетических параметров ДМ методом парных динамических испытаний
4.5. Метод определения энергии, затрачиваемой на сжатие воздуха в рабочем цилиндре ДМ 87
4.6. Сопоставление методов определения энергетических параметров ДМ 88
4.7. Исследование зависимости энергии удара от параметров системы ДМСГ 89
4.8. Исследование зависимости параметра Щ от параметров системы ДМЗГ 102
4.9. Выводы по главе 104
5. Экспериментальные исследования системы дмсг в стендовых условиях 106
5.1. Стенд для исследования системы ДМСГ 107
5.2. Исследование силы трения сваи о фрикционные колодки и выбор материала для поверхностей трения 115
5.3. Методика исследования системы ДМСГ на стенде 123
5.4. Проверка адекватности математической модели реальной системе ДМСГ 125
5.5. Исследование энергетических параметров системы ДШГ на стенде 128
5.6. Экономическая эффективность применения стенда для исследования системы ДМСГ 132
5.7. Выводы по главе 134
6. Повышение КПД ДМ путем совершенствования конструкции наголовника 136
6.1. Влияние динамического типа наголовника на КПД ДМ.. 136
6.2. О регулировке напряжений в голове сваи 142
6.3. Конструкции наголовников второго типа и рекомендации по их расчету 144
6.4. Конструкции наголовников третьего типа и рекомендации по их расчету 153
6.5. Технико-экономическая эффективность применениянаголовников второго и третьего типа 161
6.6. Выводы по главе 165
7. Заключение 167
- Методика исследований системы ДМСГ с помощью ее математической модели
- Определение энергетических параметров ДМ по результатам испытаний на жестком стенде
- Исследование зависимости энергии удара от параметров системы ДМСГ
- Исследование силы трения сваи о фрикционные колодки и выбор материала для поверхностей трения
Введение к работе
Дизель-молоты (ДМ) в настоящее время являются основным сваебойным механизмом. С их помощью выполняется около 80% свайных работ. Стоимость этих работ в СССР составляет около 7 млрд.рублей. Один ДМ в течение года производит работы, стоимость которых примерно в 40 раз превышает его собственную.
Одним из основных направлений развития строительной техники, в частности ДМ, является повышение их производительности на основе увеличения их единичной мощности и коэффициента полезного действия. Данная работа выполнена в рамках этого направления. Для ДМ вместо обычного понятия мощности применяется понятие "энергия удара". Отличие состоит в том, что вырабатываемая энергия относится не к единице времени, а к одному циклу работы (удару).
Целью работы является разработка инженерных методов определения энергии удара ДМ с учётом его рабочего процесса и выбор рациональной конструкции наголовника.
Актуальность. Сегодня возможности для совершенствования конструкции ДМ в указанном направлении ограничены, так как единая и непротиворечивая методика определения энергии удара ДМ отсутствует. Об этом свидетельствует, например, такой факт: паспортное значение энергии удара наиболее ходового трубчатого ДМ марки С-996 при подъёме его ударной части на высоту 2,5 м составляет 27кДж, а также величина, определенная по формуле СНиП П-І7-77 (табл.12), составляет 40,5 кДд, то есть в 1,5 раза больше. Знание энергии удара ДМ важно не только для совершенствования его конструкции, но и для правильной эксплуатации. По величине энергии удара производится подбор ДМ для забивки свай. Особенно высоки требования к точности определения энергии удара при проведении динамических испытаний свай для оценки их несущей способности. В этом случае ДМ используется как испытательная машина. СоЕершенстЕОЕание конструкции ДМ невозможно без знания механизма преобразования источника его энергии -вспышки топлива - в энергию движения сваи. В настоящее время он известен лишь в общих чертах. При теоретическом рассмотрении процесса забиЕКИ свай ДМ последний обычно отождествляется с механическим молотом, представляющим собой падающую бабу. Между тем, Е преобразовании энергии топлива в энергию движения сваи участвуют как минимум три тела: ударная часть, шабот и наголовник, а кроме того, сжатый Еоздух и продукты сгорания топлива.
Преобразование энергии удара ДМ Е энергию ДЕИЖЄНИЯ сваи производится наголовником. Общеизвестно, что современные конструкции наголовникОЕ для ДМ весьма ненадежны, и недолговечны. Это самый слабый узел ДМ. Отсутствуют какие-либо сведения о ЕЛИРНИИ конструкции наголовника на КОД преобразования энергии удара ДМ Е энергию движения сваи. О практической значимости разработки этого вопроса свидетельствуют многочисленные случаи недобивки свай до проектной отметки из-за их преждевременного разрушения. По данным Р.Х. Валеева и В.Ф. Богданова в срубку идет до 30 % железобетона свай. Дополнительный расход железобетона только в гражданском строительстве СССР в год составляет 400 тыс.м3, а соответствующие непроизводительные затраты - более 40 млн.рублей.
Общие потери по всем ЕЙдам строительетва в СССР оцениваются в 100 млн.рублей в год.
Приведенные данные свидетельствуют о актуальности решения поставленных задач.
Задачи исследований. Для достижения поставленной; цели были решены следующие задачи:
1) построена имитационная математическая модель системы ДМСГ;
2) раскрыты закономерности динамического взаимодействия ДМ со сЕаей, забИЕаемой Е грунт;
3) Еыполнен теоретический анализ энергетического баланса ДМ при забиЕке СЕаи с учетом его рабочего процесса;
4) разработан стенд для исследования системы ДМСГ, моделирующий упругоЕязкопластическое сопротиЕление грунта и выполнены натурные исследования этой системы на стенде;
5) установлено влияние конструкции и динамических свойств наголовника на КПД ДМ и разработаны новые конструкции НЭТОЛОЕНИКОЕ с повышенными КПД и долговечностью.
В данной работе мы не ограничиваемся исследоЕанием собственно ДМ или наголовника, а изучаем динамику движения системы ДМСГ в целом. Такой подход обусловлен тем, что как показывает практика, динамика работы ДМ определяется не только его свойствами, но и величиной сопротивления грунта, массой СЕЭЙ и деформационными свойстЕами амортизаторов Е наголовнике, то есть ни один элемент системы ДМСГ, Е том числе и ДМ Е динамике не может рассматриваться ОТДеЛЬНО ОТ ДРУГИХ. ИселедОЕаНИЯ ПРОИЗВОДИЛИСЬ ДЛЯ ДЕуХ OCHOE ных режимоЕ работы ДМ: ХДМ и ГДМ.
Методика исследований Еключает математическое моделирование сие теш ДМСГ, а также её натурные исследования на специально сконструированном стенде.
Диссертация состоит из списка сокращений и обозначений, семи глаЕ, Еключая настоящее введение, списка литературы и приложения. Общий объем работы 131 страниц
В г л а Е е 2 анализируются современные данные о динамике системы ДМСГ. Отдельно рассмотрены подсистемы: ДМ, наголоЕник и сЕая-грунт. На основании анализа литературных источников уста новлено, что система ДМСГ относится к числу сложных многомассоЕых систем с саморегуляцией режима движения. Показано, что каждая из подсистем исследована с достаточной для практики полнотой большим числом автороЕ. Однако, динамика системы ДМСГ Е целом, исследована недостаточно.
В г л а Ее 3 изложен ЕЫЕОД дифференциальных уравнений движения системы ДМСГ, реализация её на ЭЦВМ, план эксперимента на математической модели и результаты исследования системы ДМСГ на ЭЦВМ. Показано, что каждый удар ДМ вызывает серию соударений наго-ловника, шабота и сваи. Установлено большое влияние сжатия, расширения газов в рабочем цилиндре ДМ на эффективность погружения сваи в грунт.
В главе 4 приводятся: уравнение энергетического баланса ДМ, ЕЫЕОД заЕИсимостей для определения ЕЫСОТЫ подъема ударной части и энергии его удара. Показано, что на энергию удара ДМ решающее влияние имеет энергия вспышки топлива, а не Еысота подъема ударной части. На основании анализа энергетического баланса ДМ дано теоретическое обоснование МЄТОДОЕ определения энергетических параметров ДМ, а именно: энергии ЕСПЫШКИ топлиЕа и расширения продуктов его сгорания, энергии сжатия воздуха в рабочем цилиндре ДМ и энергии удара ДМ.
В г л а Е е 5 дается обоснование метода исследования системы ДМСГ в стендовых условиях, описание конструкции стенда и результаты экспериментальных исследований системы ДМСГ.
В главе 6 приводятся результаты исследования влияния динамического типа наголовника и режима работы ДМ на КПД передачи энергии его удара в энергию движения сваи. Приведены конструкции наголовников, обладающих повышенным КПД, расширенным диапазоном регулировки напряжений в ГОЛОЕЄ сЕаи, ЕНСОКОЙ долговечностью и малым весом.
В главе 7 приводятся общие ЕЫЕОДЫ, рекомендации по применению полученных результатов и направления дальнейших исследований.
Практическая ценность работы. Результаты проведенных исследований позволили разработать следующие практически Еажные методы и предложения:
а) метод расчета энергии удара ДМ по индикаторным параметрам его рабочего процесса;
б) метод контроля энергии удара ДМ в заводских условиях и в условиях стройплощадки;
в) дано теоретическое обоснование и разработаны конструкции наголовникоЕ для трубчатых ДМ, обладающие более ЕЫСОКОЙ надек- ностыо, чем сущестЕущие, позволяющие повысить КПД ДМ и эффектиЕ- но регулировать Ееличину силы удара;
г) разработан и испытан стенд для исследования сваебойного оборудования Е натуральную Ееличину Е условиях максимально приближенных к произЕодстЕенной забиЕке СЕЭЙ.
Научная новизна.
а) разработана математическая модель системы ДМСГ, представляющая собой систему из шести обыкновенных нелинейных дифференциальных уравнений Еторого порядка, решение которой производилось с помощью ЭЦВМ;
б) разработан, построен и испытан стенд для исследования зЕаебойного оборудования Е натуральную Ееличину. Стенд позволяет лоделировать упруго-вязкопластические, а такке инерционные )ЕойстЕа грунта и ЕарьироЕать их по ЕОЛЄ исследователя Е любой сомбинации;
в) раскрыты закономерности взаимодейстЕИЯ элементов системы ЩСГ в процессе погружения свай в грунт;
г) получено уравнение энергетического баланса ДМ с учетом его рабочего процесса.
Экспериментальным и теоретическим путем устаноЕлено:
а) зависимости силы соударений между элементами системы ДМСГ (то есть на контактах: ударная часть - шабот, шабот - наголоЕНик и наголоЕНИк - свая);
б) зависимость отказа сваи (упругого и остаточного) от параметров системы ДМСГ и режима работы да;
Е) зависимость энергии удара ДМ, в том числе и энергии вспышки топлива от параметров системы ДМСГ;
г) зависимость КПД ДМ от параметров системы ДМСГ и динамического типа наголовника.
Апробация работы. Результаты исследований доложены и одобрены:
1) На Приморских краевых научно-технических конференциях В 1976, 1979, 1980, 1981, 1982 и 1983 г.г.
2) На 7 Всесоюзной конференции "Динамика оснований, фундаментов и подземных сооружений", Ташкент, 1981;
3) На ІУ научной конференции "Проблемы дальнейшего комплексного развития производительных сил Камчатской области", Петро-навлоЕск-Камчатский, 1981;
4) На Ш Дальневосточной зональной научно-технической конференции по итогам научных исследоЕаний в 1980 г. в области гидротехнического и водохозяйственного строительства на Дальнем Востоке, Владивосток, 1981.
Публикации. В процессе исследований по теме диссертация получено два авторских свидетельства В 842134 и В 968I8I і два положительных решения Гоокомизобретений. ОсноЕНые положения цассертации опубликованы Е 14 печатных работах.
Внедрение. Результаты работы внедрены при разработ-:е рабочих чертежей стенда для исследования сваебойного оборудо вания и свайных нагоЛОЕНИКОЕ, а также на пяти промышленных и гражданских объектах Приморского края. Экономический эффект от Енедрения результатоЕ исследований составил 360 тыс.рублей, сокращение трудозатрат - 2565 чел/дней, экономия бетона -2170 м3, стали - 107 т, цемента - 450 т.
Автор считает СЕОИМ ДОЛГОМ Еыразить глубокую благодарность научному рукоЕодителю цроф. В.И. Федорову, заведующему лабораторией свайных фундаментов ДальНИИС, к.т.н. П.А. Аббасову, заведующему лабораторией вычислительной техники ЭДШУ ДВВД АН СССР B.C. Федотенкову за помощь, оказанную ему при выполнении данной работы.
Методика исследований системы ДМСГ с помощью ее математической модели
Математическая модель (3.44) может быть использована для исследования влияния различных факторов на эффективность погружения свай в грунт. К числу таких факторов можно отнести: - сопротивление грунта по острию и боковой поверхности; - вязкость и жесткость грунта; - массы всех тел, входящих в систему ДМСГ (в т.ч.присоединенная масса грунта); - жесткость амортизаторов и потери энергии при их деформировании; - тип ДМ; - параметры рабочего процесса ДМ; Высокая сложность системы уравнений (3.44) не позволяет получить её аналитическое решение, поэтому автором составлена программа на языке ЕС АЛГОЛ-60, позволяющая получать её численное решение (см.приложение 2). Программа реализована на ЭЦВМ типа М4030. Интегрирование системы уравнений производится методом Эйлера. Выбор шага интегрирования производился путём сравнения результатов расчёта одного и того же примера методом Эйлера и методом Рунге-Кутта с автоматическим выбором шага и с заданной погрешностью, равной 0,1%. Сравнение результатов расчетов показа-ло, что при шаге, равном 10 с, разница в результатах расчета сил скоростей и смещений не превосходит 1,5%. Поэтому, для массовых —5 расчетов был принят шаг интегрирования, равный 10 с. Математическая модель (3.44) относится к классу имитационных моделей, так как она имитирует в деталях процесс погружения сваи да. Такой характер модели позволяет использовать её для исследования процесса погружения свай путем проведения экспериментов на ЭЦВМ, аналогичных натурным опытам по погружению свай. Для планирования экспериментов главное значение имеет выбор варьируемых параметров и уровни их варьирования. Опыт показывает, что наиболее интересным для практики является исследование влияния на процесс погружения сваи следующих параметров: і) режим работы да еда, хадэд, їда); 2) предельное сопротивление сваи по грунту; 3) отношение веса ударной части к весу забиваемой сваи; 4) толщина упругой прокладки в наголовнике; 5) высота подъема ударной части. Если первые четыре параметра являются независимыми переменными во всех режимах работы да» то высота подъема ударной части независима от остальных параметров системы Д ЛСГ только в режимах ХМ и ХОДОМ, так как в этих случаях подъем ударной части осуществляется лебедкой копра. В режиме ТЩ высота подъема ударной части зависит от отказа сваи и параметров системы ЛМСГ. Для того, чтобы определить высоту подъема ударной части да в режиме ГДМ нужно задать в исходных данных её начальное значение и вести непрерывный расчет нескольких ударов да по свае до тех пор, пока высота подъема не стабилизируется, то есть нужно смоделировать процесс забивки свай. Это очень дорогостоящий метод. Он требует больших затрат машинного времени. Вывод зависимостей для определения высоты подъема ударной части ГДО выполнен нами на основании исследования его энергетического баланса и приведен в главе 4. Б этой главе высота подъема ударной части да в режиме ГДО условно считается независимой переменной и варьируется так же, как .и в режимах &Щ и ХКДМ. Это дает возможность провести сопоставление особенностей динамики системы ДСГ в различных режимах работы ДО. Однако, результаты расчетов отказов свай в режиме ГДО по указанной методике будут отличаться от реальных, так как высота подъема ударной части да не соответствует установившейся. Данный метод моделирует лишь первый удар ГДО после сбрасывания ударной части лебедкой копра с различной высоты. Б качестве материала прокладки в наголовнике принято дерево (дуб). Жесткость грунта принята в зависимости от величины бокового сопротивления такой, чтобы упругий отказ не превосходил I см. Такая величина упругого отказа чаще всего встречается на практике.
Исследования на ЭЦВМ проводились в основном для ДО марки УР-500. Этот тип ДО является наименьшим типоразмером из семейства отечественных трубчатых да. Выбор его для исследований обусловлен следующими факторами: 1) рабочий процесс трубчатого да является наиболее сложным по сравнению с другими типами ДО. Так, рабочий процесс штангового да является частным случаем рабочего процесса трубчатого; 2) этот тип ДО в дальнейшем использовался для исследований системы ДОСГ в стендовых условиях; 3) возможность исследования системы ДОСГ с применением одного типоразмера ДО (в частности УР-500) вытекает из того факта, что несмотря на различие габаритов и веса, основные характеристики всех трубчатых ДМ очень близки друг другу. Этот факт иллюстрируется таблицей 3.1; 4) трубчатые ДМ в настоящее время почти повсеместно вытеснили все другие типы сваебойных машин, поэтому, их исследование имеет большое практическое значение.
Определение энергетических параметров ДМ по результатам испытаний на жестком стенде
Анализ графиков сил, действующих на контактах шабота с наголовником и наголовника со сваей, показывает, что количество максимумов силы и общая продолжительность соударений (контактов) возрастает по мере удаления от ударной части. Так, за"период 0,03 с на контакте поршень-шабот произошло 7 соударений (пиков силы), на контакте шабот-наголовник - II соударений, а контакте наголовник -свая - 10. Продолжительность контакта поршня с шаботом составила 0,0122 с или 41 % рассматриваемого периода, шабота с наголовником - 0,0136 с или 45 %, а наголовника со сваей - 0,0176 с или 58 %.
Форма импульса контактных сил в режиме їда значительно отличается от режима ХДМ. Импульс силы на контакте поршень - шабот имеет только один максимум. Это объясняется влиянием давления газов в рабочем цилиндре. Из графика (рис. 3.4) видно, что давление газов действует на значительно большем промежутке времени, но его величина во много раз меньше максимума силы механического удара. По сравнению с силой механического удара сила, действующая со стороны сжатого газа больше походит на постоянную, чем на переменную нагрузку. Анализ движения поршня и шабота показывает, что после соударения поршень продолжает движение вниз, а шабот и наголовник начинают совершать колебательные движения. Изменение знака скорости поршня (отскок) происходит спустя некоторое время под воздействием силы, действующей со стороны сжатого газа. Эта же сила не позволяет шаботу отскочить вверх до соударения с поршнем. Шабот отскакивает от газовой подушки, как от нелинейной пружины и наносит периодические удары по наголовнику, который в свою очередь наносит удары по свае. Учитывая, что давление газов изменяется монотонно и весьма медленно по сравнению с колебаниями шабота, можно говорить о наличии колебательного процесса в системе даСГ. колебания шабота и наголовника неустойчивы. Это вытекает из того факта, что при медленном, квазистатическом нагружении колебания не происходят. Они возникают лишь при ударном воздействии и гаснут по мере снижения нагрузки, действующей со стороны сжатого газа в рабочем цилиндре.
Опубликованные в литературе осциллограммы силы удара трубчатых ДМ по свае /66, 70/ имеют также пилообразный характер, хотя и не так ясно выраженный. Это объясняется тем, что в реальных условиях из-за неизбежных эксцентриситетов нагрузки шабот и наголовник совершают не только поступательные движения вдоль вертикальной оси, но и перекосы, то есть угловые колебания. Б математической модели в соответствии с принятыми допущениями все движения происходят только вдоль вертикальной оси, поэтому график силы удара по свае распадается на ряд отдельных соударений. Легко видеть, что допущение о центральном соударении в системе ДЖГ должно привести к некоторому завышению сил и отказов свай по сравнению с реальными значениями, что и подтверждается экспериментом (см. п.5).
Полученные данные и их анализ показывают, что наблюдаемые на осциллограммах многократные соударения наголовника со сваей обусловлены не случайными причинами, а механической структурой трубчатого ДІЇ, а именно, значительно меньшим периодом собственных колебаний шабота и наголовника по сравнению с продолжительностью силового воздействия со стороны сжатого газа. Поэтому, шабот и наголовник можно представить себе как механические осцилляторы, выведенные из положения равновесия путем механического соударения с ударной частью, а затем, колеблющиеся между двумя массивными телами: ударной частью и сваей.
Эти особенности трубчатых да следует учитывать при анализе осциллограмм, опубликованных в литературе. Многие из них получены с применением тензометрических усилителей типа 8АНЧ-7М, полоса пропускания которых не превышает 800 герц, в то время как частота колебаний шабота и наголовника превышает 1000 герц. Это неизбежно приводит к сглаживанию графика силы, то есть к искажению его формы.
Разработанная нами математическая модель дает значительно более сложную картину ударных взаимодействий в системе ДЖГ по сравнению с аналитическими методами. Полученные данные позволяют уточнить наши представления о закономерностях движения ДМ и сваи в процессе погружвния. Ниже будет показано, что колебательный характер движения шабота и наголовника отрицательно сказывается на коэффициенте полезного действия да. Дальнейшее совершенствование конструкции М должно быть направлено на уменьшение или полное устранение колебаний шабота и наголовника при ударе.
Зависимости величины контактной силы от параметров системы ЖСГ и режима работы ДМ. Для практики важно знать максимальные значения контактных сил. В таблице 3,5 приведены максимальные значения сил на контактах поршень-шабот и наголовник-свая, а на рис. 3.5 приведены графики средних значений максимумов этих сил с указанием величины разброса.
Из данных таблицы следует, что величина силы на контакте поршень-шабот в режиме ІЩ зависит, практически, только от высоты падения ударной части. Этот факт можно объяснить малым временем прохождения первого соударения. Этот промежуток времени составляет не более 0,001 с. За столь малый период шабот не успевает сместиться вниз на расстояние достаточное для проявления динамических свойств остальной части системы ДЖ2? (жесткости, инерционности и сопротивления грунта). Образно говоря, наголовник, свая и грунт еще "не знают" о произошедшем соударении.
Исследование зависимости энергии удара от параметров системы ДМСГ
Из рисунка 4.1а видно, что точка Нк ах является точкой пересечения графиков энергии удара ХКдЫ и ГДДО, таким образом энергия удара ХЩД равна энергии удара ГД лишь в одной точке при И Нмок В остальных случаях она отличается от энергии удара ГДМ на величину Эт2 , которая тем больше, чем меньше высота подъема ударной части.
Влияние энергии топлива на энергию удара ГДЫ иллюстрируется рис. 4.16. Из рисунка видно, что увеличение энергии топлива приводит к параллельному сдвигу вверх графика энергии удара ГД, при этом, точка Нмак сдвигается вправо, что свидетельствует об увеличении максимальной высоты подъема ударной части.
Таким образом, основным энергетическим параметром, от которого зависит энергия удара Г.Щ, является не высота подъема ударной части, как у свободнопадающего молота, ХДМ и ХЩЩ, а энергия вспышки топлива и расширения продуктов его горения. В этом коренное отличие Гда от подвесных молотов. Этот факт совершенно не учитывается в современных строительных нормах. Так, СНиП П-І7-77 "Свайные фундаменты. Нормы проектирования" рекомендует определять энергию удара ГД11 как величину пропорциональную фактической высоте подъема ударной части, что как было показано выше совершенно неверно.
Исследуем зависимость энергии удара отечественных Ш от параметров системы ДМСГ на примере трубчатых да. Средние значения собственных энергетических параметров различных типов трубчатых ДМ, определенных на основании индикаторной диаграммы, приведены в таблице 4.1.
На рис. 4.2 приведены графики зависимости энергии удара отечественных трубчатых ДІЛ от высоты подъема ударной части, построенные по приведенным выше формулам. Анализ этих графиков позволяет выделить следующие свойства энергии удара: 1) Графики зависимости энергии удара различных типов да, работающих в режиме ГД, от высоты подъема ударной части при постоянной величине параметра параллельны друг другу. Это свидетельствует о том,что энергия удара трубчатых да различных типов отличается друг от друга на постоянную величину. 2) Графики энергии удара да, работающего в режиме ВДМ, представляют собой пучок прямых, проходящих практически через одну точку //=//м«к. Это связано с тем, что высота сжатия для различных типов трубчатых ДМ меняется в очень небольших пределах (от 0,87 до 1,06 м) (см. табл. 4.1). 3) Значения"максимальной высоты подъема ударной части различных типов трубчатых Ш близки между собой. Эти свойства энергии удара позволяют провести исследование энергии удара всех типов трубчатых ДМ, на примере какого-либо одного. Мы выберем для этой цели трубчатый да марки С-996, так как этот тип да наиболее распространен в практике строительства и имеет средние энергетические характеристики по сравнению с остальными. На рис. 4.3 приведены графики зависимости энергии удара ДМ марки С-996 в зависимости от параметра . Анализ графиков приводит к следующим выводам: 1) Энергия удара да линейно зависит от высоты подъема ударной части. 2) Наклон графика энергии удара ГД к оси н равен нулю при f = 0,222; положительный при 5 0,222 и отрицательный при "Ш 0,222; 3) Энергия удара ГДЛ растет с уменьшением параметра » 4) Линии энергии удара ГДМ пересекаются в одной точке, а именно, при высоте подъема ударной части, равной высоте сжатия. 5) Максимальная высота подъема ударной части растет с уменьшением параметра Ш . 6) Этот график еще раз показывает, что законы изменения энергии удара Дії, работающего в режимах Хд, ЩЩ и ГДМ, принципиально отличаются друг от друга. Анализ полученных выше зависимостей для энергии удара, показывает, что максимальная высота подъема ударной части М является одним из его важнейших энергетических параметров. Представляет интерес исследовать законы её изменения. На рис. 4.4 приведен график зависимости максимальной высоты подъема ударной части от параметра при различной величине энергии топлива. Из рисунка следует, что максимальная высота подъема ударной части нелинейно возрастает с уменьшением 5 , а из рисунка 4.5, что она линейно возрастает . пропорционально увеличению энергии вспышки топлива в рабочем цилиндре ДМ.
Большой интерес представляет исследование зависимости энергетических параметров ДМ от отказа сваи или величины сопротивления грунта. Для этого сначала необходимо определить энергию топлива, затраченную на погружение сваи. График этой величины в зависимости от смещения шабота, построенный по формуле (4.21), приведен на рис. 4.6а. С помощью этого графика по формуле (4.13) вычислены значения высоты подъема ударной части, а по формуле (4.29) энергия удара ГДМ. Графики зависимости этих величин от величины смещения шабота приведены на рис. 4.66. На этом же рисунке для сопоставления приведены: график энергии топлива, затраченной на погружение сваи, и график энергии удара ГДМ» определенной по рекомендациям СНиП П-17-77 "Свайные фундаменты. Нормы проектирования", табл. 12, то есть по формуле:
Исследование силы трения сваи о фрикционные колодки и выбор материала для поверхностей трения
Дизель-молот марки УР-500. Обоснование выбора типоразмера ДМ приведено в п. 3.4. Для исследования в стендовых условиях этот ДМ удобен тем, что он имеет относительно малые размеры и вес, что облегчает практическую работу с ним.
Наголовник. Состоит из двух частей: а) П-образного стального стакана диаметром 400 мм, предназначенного для установки и фиксации шабота да; б) Н-образного стального стакана, выполненного из стали 16 ГАФ (ЧМТУ 1-349-68) с пределом текучести 45 МПа диаметром 240 мм, для. фиксации сваи. Части наголовника соединяются между собой на резьбе. Данный наголовник может быть оснащен тензорезисторами для измерения силы удара. Между сваей и наголовником была уложена упругая прокладка из дубовой доски толщиной 5 см, а между шаботом и наголовником толщина прокладки принималась в соответствии с планом эксперимента (см. п. 3.4). Перед началом испытаний производилась забивка сваи для обжатия прокладок до стабильной плотности. Для этого произведено около 800 ударов да. Свая представляет собой стальную трубу диаметром 219 мм, длиной 4,2 м, заполненную бетоном марки 300. В верхней части сваи приварен фланец для крепления пригруза, который выполнен из сталь ных дисков диаметром 600 мм. Масса сваи без пригруза составляет 0,5 т. Масса пригруза (в зависимости от числа дисков) может до стигать 0,5 т. Отношение масс ударной части да и сваи (с учетом пригруза) может составлять 1:1; 1:1,5 и 1:2. Таким образом, кон струкция сваи позволяет производить исследования системы ДМСГ во всем практически интересном диапазоне отношений масс молота и сваи. Кондуктор с устройством для обжатия и статических испыта ний сваи представляет собой жесткую стальную раму, сваренную из листовой стали толщиной 30 мм, в которой размещен: домкрат марки ДГ-200, передающий через плиты и ролики горизонтальное усилие на фрикционные колодки, обжимающие сваю (см.рис. 5.1, 5.4). Б боковых стенах кондуктора имеются окна, в которые вертикально установлены два домкрата, марки ДТ-25. Домкраты опираются на силовую балку, которая в свою очередь опирается на упоры, приваренные к боковой поверхности сваи (см. рис. 5.5, 5.6). Описанная система позволяет производить статические испытания сваи при различных величинах её обжатия. 6) Указатель высоты подъема .ударной части ДМ состоит из линейки с делениями, прикрепленной болтами к корпусу Дії и указателя, прикрепленного болтом к ударной части да. Цена деления на линейке составляет 5 см. Как показал опыт, при небольшой тренировке точность отсчетов высоты подъема ударной части составляет 2,5 см. Такая точность вполне достаточна для практических целей. Основным элементом стенда являются фрикционные колодки, моделирующие сухое трение грунта. Сухое трение на стенде равносильно жестко-пластическому закону сопротивления грунта. Сила сухого трения, по определению, есть сила, не зависящая от величины смещения сваи. Она определяется следующим соотношением: где АТР - коэффициент трения сваи по фрикционной колодке; N - сила обжатия сваи колодками. Сухое трение является основным компонентом сопротивления грунта как при статическом, так и при динамическом погружении в него сваи. Для проведения исследований системы ДМСГ на стенде потребовалось определить коэффициент трения колодок о сваю. С этой целью были выполнены статические испытания сваи, обжатой фрикционными колодками. Для испытаний была принята ускоренная методика. Испытания производились в следующем порядке: 1) сваю зажимали между фрикционными колодками с заданным усилием; 2) с помощью вертикальных домкратов производилось продавли-вание сваи сквозь колодки со скоростью I мм за I минуту, при этом записывались показания манометра, характеризующие усилие продавли-вания. Уже первые испытания по указанной выше методике показали, что движение сваи сквозь стальные колодки происходит неравномерно, скачками. При увеличении вертикальной нагрузки от нуля до определенного значения движение сваи относительно фрикционных колодок не происходит. При достижении некоторого порога вертикальной нагрузки происходит срыв сваи относительно колодок - движение и остановка. В период движения сваи вертикальная нагрузка на неё падает, так как снижается давление в гидросистеме. Б момент остановки сваи нагрузка на неё составляет 75-50$ усилия срыва.
Эти данные свидетельствуют о том, что законы трения пары "сталь-сталь" не соответствуют закону сухого трения, определяемому формулой (5.1). Скачкообразное движение сваи свидетельствует о наличии прилипания сваи к колодкам (по другой терминологии -трения покоя). На рис. 5.7 приведены графики, характеризующие закон трения и закон сухого трения с прилипанием, имеющий место для пары трения "сталь-сталь". На рисунке показан способ определения силы прилипания и силы сухого трения:
