CC BY
7
фазовых превращений (испарение, конденсация влаги), соответственно, можно пренебречь [2, с. 63]. Вместе с тем в первое уравнение системы (1) необходимо добавить член, учитывающий сток влаги за счет связывания свободной воды в реакциях гидратации цемента Im/p, а во второе - член, учитывающий источник теплоты за счет тепловыделения при твердении цемента Iq/(cp).
Таким образом, система уравнений (1) распадается на два независимых уравнения: дифференциальное уравнение теплопроводности Фурье для твердого тела и уравнение диффузии, записанное через влагосодержание, соответственно:
дТ (х,т) д2Г (х,т) Iq — a-Ч—- +
дт
дх2
ср
дU(х,т) _ Ô2U(х,т) Im
~ — am ~ 2
дт дх
(2)
р, (3)
где: а - коэффициент температуропроводности бетона,
м2/с;
Г
удельная мощность внутреннего источника
теплоты при твердении цемента, Вт/м3 ; с - удельная теплоемкость бетона, Дж/(кг-К); р - плотность бетона, кг/м3;
am - коэффициент диффузии влаги в бетоне, м2/с; 1m -интенсивность стока влаги за счет реакций гидратации цемента, кг/(м3-с).
Кроме того, применительно к ТВО бетона постановка таких краевых задач кроме уравнений (2) и (3) должна учитывать несимметричные граничные условия конвективного тепло- и массообмена 3-го рода с переменными коэффициентами переноса (тепло- и влагопровод-ности, тепло- и влагоотдачи).
Анализ имеющихся в литературе решений краевых задач взаимосвязанного и невзаимосвязанного тепло- и массопереноса для неограниченной пластины позволяет сделать вывод, что получение точных аналитических решений с учетом вышеперечисленных условий в настоящее время является трудноразрешимой задачей; с постоянными коэффициентами переноса такие решения получены, но характеризуются сложностью используемого математического аппарата и привязкой к условиям конкретной задачи, поэтому применение таких решений в инженерных расчетах ограничено. В то же время численно-аналитические решения указанных краевых задач могут быть получены с применением "зонального" метода, разработанного С.П. Рудобаштой [3, с. 119], и метода "микропроцессов", разработанного С.В. Федосовым [2] и усовершенствованного В.А. Зайцевым [4]. Комбинирование данных методов позволяет свести нелинейную задачу к задаче с постоянными коэффициентами переноса.
Большинство решений получено для симметричных граничных условий с источником теплоты или без него. Их невозможно применить к расчету поля влагосо-держания в бетоне, твердеющем в открытой форме в пропарочной камере в ПВС, так как в этом случае наблюдаются смешанные граничные условия (отсутствует массообмен с окружающей средой со стороны закрытой поверхности пластины). Решения без учета источника теплоты или стока влаги использовать так же невозможно, потому что это внесет определенную погрешность в расчет.
Кроме того, в процессе ТВО коэффициенты тепло-и влагоотдачи (а и а') претерпевают значительные изменения, однако, все представленные решения найдены из условия постоянства этих коэффициентов.
Практически все решения получены при постоянном значении коэффициента температуропроводности, а, однако, значения, а также изменяются в процессе ТВО и зависят как от температуры, так и от влагосодержания. Нагрев и охлаждение могут иметь нелинейный характер, например, в режимах с возрастающей скоростью нагрева, с термосной выдержкой (экспоненциальный характер). Однако большинство решений получено для линейного нагрева или постоянной температуры среды. Все полученные решения задачи с источниками теплоты характеризуются громоздкостью, сложностью используемого математического аппарата, множеством параметров, входящих в конечные уравнения, и трудностью реализации на ЭВМ.
Анализ имеющихся в литературе решений краевых задач взаимосвязанного и невзаимосвязанного тепло- и массопереноса для неограниченной пластины позволил выявить, что применительно к исследованию процесса ТВО с целью разработки методики назначения тепловых режимов обработки сплошных плоских изделий из бетона или железобетона, постановка краевой задачи тепло- и массопереноса в неограниченной пластине с учетом внутренних источника теплоты и стока влаги за счет реакций гидратации цемента, несимметричных граничных условий конвективного тепло- и массообмена 3-го рода с переменными коэффициентами переноса, и решение такой задачи не проводилось.
Список литературы
1. Лыков А.В. Тепломассообмен (Справочник). М.: Энергия, 1978. - 480 с.
2. Федосов С.В. Тепломассоперенос в технологических процессах строительной индустрии: монография. Иваново: ПресСто, 2010. - 363 с.
3. Рудобашта С.П. Массоперенос в системах с твердой фазой. М.: Химия, 1980. - 248 с.
4. Зайцев В.А. Процессы термической обработки сыпучих и листовых материалов в аппаратах интенсивного действия: автореф. дис. ... д-ра техн. наук: 05.17.08. Иваново, 1996. - 31 с.
ИССЛЕДОВАНИЕ УСОВЕРШЕНСТВОВАННОЙ КОНСТРУКЦИИ РЕЛЬСОВОГО КРЕПЛЕНИЯ ДЛЯ ЗАЗЕМЛЕНИЯ ОПОРЫ КОНТАКТНОЙ СЕТИ
Бурмистров Анатолий Георгиевич
К. т. н., доцент кафедры «Механика» ФГБОУ ВПО «СамГТУ», г. Самара
Александрова Маргарита Юрьевна
Ст. препод. кафедры «Механика» ФГБОУ ВПО «СамГТУ», г. Самара
Меры электробезопасности предполагают заземление опор контактной сети. Конструкции рельсового крепления для заземления должны выдерживать переменные нагрузки высокой интенсивности и обладать соответствующими механическими свойствами. В этой связи на этапе
проектирования необходимо проводить исследование рельсового крепления на жесткость и усталость конструкции с целью определения надежности и ресурса контактного элемента.
Усовершенствованная конструкция рельсового крепления для заземления опоры контактной сети (РК-65) представляет собой упругую скобу 1, которая устанавливается на подошву рельса 2 (рисунок 1, а). Рельсовое крепление имеет упругую часть 3 и замок 4. При монтаже упругую часть вдвигают по наклонной плоскости рельса с таким расчетом, чтобы верхняя кромка замка вышла за контур подошвы рельса. Затем скобу сдвигают в обратном
направлении, и замок фиксирует местоположение скобы на подошве рельса. При этом должно быть обеспечено необходимое усилие по месту контакта «упругая часть скобы - наклонная плоскость рельса». Величина усилия по месту контакта «скоба-рельс» зависит от размеров поперечного сечения, упругих свойств материала и натяга скобы.
а. б.
Рисунок 1. а) Усовершенствованная конструкция рельсового крепления для заземления опоры контактной сети;
б) схема упругой части скобы АВСDК.
Упругие свойства крепления и его геометрические ■ 10б —
размеры: Е=2,1 см2, д=0,3; Ь=6 см, 11=0,5 см - раз.....ЫГ
меры поперечного сечения пружины; 1= 12 =0,0625 4
- осевой момент инерции, R=1,55см. Зависимость между усилием F и вертикальным перемещением 5 - натягом в точке контакта можно найти расчетным путем с помощью интеграла Максвелла-Мора
используя схему упругой части скобы ABCDK, в которой два участка АВ и DK - прямые, а участок BCD - кривой радиусом R (рисунок 1, б). Современные численные методы исследований технических деталей и узлов предполагают использование САПР. Расчет рельсового крепления в программном комплексе Ansys основан на методе конечных элементов. Модель крепления, схема нагруже-ния представлены на рисунке 2а: сила F равномерно распределена по ширине модели, снизу модель шарнирно закреплена. На рисунке 2б построена эпюра интенсивности напряжений - результат расчета.
а. б.
Рисунок 2. а) Модель крепления, схема нагружения; б) эпюра интенсивности напряжений - результат расчета крепления в программном комплексе Ansys.
у
/
О 0,8 1,6 2.4 3,2 4 4,8 5,6
мм
Рисунок 3. График зависимости между перемещением ^ и силой нагружения Б модели усовершенствованной конструкции рельсового крепления для заземления опоры контактной сети.
По результатам расчета получен график зависимости между перемещением ^ и силой нагружения Б (рису
- нок 3), из которого видно, что перемещению 5=4,5 мм соответствует величина силы 850 кгс, которое на 6% меньше
- значения 908 кгс, полученного путем интегрирования вдоль упругой части скобы АВСDК:
r MxMx r MxMx 5 = J —J-dx + J -^^dx +
5 = 51 + 52 + S3 АВ EJ KD
§1, §2, §3
где 1 ^ ^ - перемещение участков АВ, КD, DCB, Mx - аналитическое выражение изгибающего момента от
Т7 М х
силы F в поперечном сечении каждого участка; х - аналитическое выражение изгибающего момента в тех же се-
„ У 0 = 1 - -
чениях от единичной силы и , действующей в
направлении 5 (в направлении У ).
Рассмотрим работу рельса и определим усилие пружины N1 и N2 на наклонной плоскости рельса, возникающие в результате вдавливания рельса с силой Р (рисунок 4). Из уравнений равновесия следует, что
-- ■ Í EJ J EJ
EJ DCB
N1 = -N2 (f sin a - cos a) P
> =-
■ 0,97 f + 0.26 - f (0,26 f - 0,97 f), (2)
где f =0,1 - коэффициент трения, = 15 .
MxMx J x dx
(1)
N'
а. б.
Рисунок 3. а) Схема испытания; б) усилие пружины N1 и N2 на наклонной плоскости рельса.
Усилие в
N2 = 2,23 P
месте контакта рельс-пружина
мм, которые суммируем с начальным значением
. Значения усилия Р определяем по резуль- § = 21,55 мм Р=0. Получаем 5 = 26 мм
татам испытания, которые приведены в таблице 1. При по- Р=300 «Т. Таким обPазом, усилие по месту контакта
садке пружины на рельс ее деформация составляет ~4,5 рельс-пружина N2=700 кГ.
Результаты испытания - зависимость перемещения 5 от силы Р
Таблица 1
Р, кг 0 50 100 150 200 250 300 350 400
5, мм 21,55 22,30 22,95 24,19 24,75 25,32 26,01 26,91 27,85
Список литератуы 1. Дарков А.В., Шпиро Г.С. Сопротивление материалов. - М.: Высшая школа, 1975. - С. 457-458.
2. Бронштейн И.Н., Семендяев К.А. Справочник по математике для инженеров и учащихся ВТУЗов. -М.: Наука, 1986. - С.366.
