Pohled na zkoušenou konstrukci
Součástí návrhu a posouzení každého železničního mostu je v současnosti i posouzení průběžné bezstykové koleje (dále jen BK). Použití BK musí být posouzeno na účinky teplotních změn nosné konstrukce (dále jen NK) a dále na svislé i vodorovné účinky kolejových vozidel. Limitními kritérii pro použití BK jsou velikost vzniklého přídavného napětí v kolejnicových pásech a maximální posuny horního líce NK. [3][7][8]
Pokud jsou tyto limity překročeny, může řešení spočívat ve zvýšení tuhosti spodní stavby, či změně koncepce přemostění, v krajním případě v přerušení koleje pomocí kolejových dilatačních zařízení. Náklady na zřízení BK oproti stykované koleji nejsou zanedbatelné, očekává se tedy výhodnost této investice díky podstatně menším nárokům na údržbu. Kolejová dilatační zařízení jsou nejslabším místem železničního svršku a místem častých poruch; jejich používání se proto stává nežádoucím. [6]
Dnešním trendem je tedy návrh průběžné bezstykové koleje. Ten může být proveden jednak úpravou samotné mostní konstrukce, ale též použitými parametry BK ve výpočtu. Pro určení parametrů BK proběhlo v minulosti několik experimentů, jednalo se ale spíše o stanovování příčného odporu koleje zajišťujícího její stabilitu. Pro návrh a posouzení BK na mostě se však stále používají podélné odpory stejné jako v širé trati vycházející z příslušných norem a předpisů.
Účelem série prezentovaných experimentů je experimentálně stanovit podélný odpor bezstykové koleje se stěrkovým ložem na mostě. Cílem je tyto parametry konfrontovat s aktuálně používanými normovými parametry a případně diskutovat jejich možné úpravy, aby bylo možné bezpečně a efektivně navrhovat bezstykovou kolej na mostních objektech v České Republice.
AKTUÁLNÍ NAVRHOVÁNÍ BK NA MOSTECH
Při návrhu a posouzení bezstykové koleje v České republice může být postupováno dle předpisu SŽDC S3/2. Ten stanovuje podmínky, za kterých může být BK na mostě zřízena. Při překročení těchto podmínek je nutné BK posoudit dle platné normy ČSN EN 1991‑2 vycházející z mezinárodní normy UIC 774‑3.
Norma UIC 774‑3 uvádí dvě hodnoty podélného odporu pro nezatíženou kolej, a to sice pro průměrně udržovanou kolej hodnotu 12 kN/m, hodnotu 20 kN/m pro dobře udržovanou kolej, a pro zatíženou kolej jednotnou hodnotu 60 kN/m. Všechny tyto podélné odpory mají pružnoplastický průběh, přičemž plastické větve je dosaženo při posunu u0 = 2 mm.
ČSN EN 1991‑2 ed.2 uvádí pouze dvě hodnoty podélného odporu Pro nezatíženou kolej 20 kN/m a pro zatíženou kolej 60 kN/m. Národní příloha NA však dosažení plastické části stanovuje nejednoznačně hodnotou 2 až 3 mm.
Obě normy stanovují stejná kritéria pro použití BK na mostě. Jedno kritérium se týká napětí v kolejnicích, druhé pak posunů nosné konstrukce. Pro kolejnice je stanoveno, že vznikající přídavné napětí může dosáhnout maximálně 72 MPa v tlaku a 92 MPa v tlaku. Aby tuto podmínku bylo možné uvažovat, musí být splněny další okrajové podmínky. Kolejnice musí být průřezu UIC 60 s pevností v tahu nejméně 900 MPa. Trať na mostě musí být provedena v přímém úseku či směrovém oblouku o poloměru minimálně 1 500 m. Dále musí být kolej zřízena na těžkých betonových pražcích s maximální osovou vzdáleností mezi sousedními pražci 650 mm. Též je povolena ekvivalentní konstrukce koleje, kterou však norma blíže nespecifikuje. Konsolidované štěrkové lože pod pražci musí mít minimální mocnost 300 mm.
Limitní kritéria pro posuny mostní konstrukce stanovují maximální podélný posun horního líce NK, a to buď mezi NK a opěrou, či mezi dvěma sousedními NK. Posun vlivem účinku brzdných a rozjezdových sil δB nesmí překročit hodnotu 5 mm. Pro svislá zatížení (LM 71, případně SW/0, uvažovaném maximálně na dvou kolejích) nesmí vodorovný posun konce horního líce NK δH překročit hodnotu 8 mm. Normy dále předepisují limitní kritéria též na svislý posun NK, ovšem ten podélný odpor koleje ovlivňuje v zanedbatelné míře, proto zde není diskutován.
POPIS EXPERIMENTU
Pro potřeby měření podélného odporu koleje byla v Kloknerově ústavu ČVUT zřízena železobetonová konstrukce, jež umožňovala zřízení a následné zatěžování úseku koleje.
Konstrukce se skládala z 6 středních a ze 2 krajních železobetonových prefabrikovaných dílců. Tyto dílce byly postupně složeny vedle sebe a podélně sepnuty předpínacími tyčemi v jeden celek.
Povrchová úprava byla provedena tak, aby korespondovala s reálnou mostní konstrukcí dle aktuálních konstrukčních zvyklostí; povrch byl opatřen natavovanými asfaltovými izolačními pásy (NAIP) a na nich byla vytvořena ochrana izolace pomocí vrstvy z litého asfaltu.
Samotná kolej se skládala ze štěrkového lože, v němž bylo uloženo osm betonových pražců B91 S/1, na nichž byly pomocí svorek Vossloh W14 upevněny kolejnice UIC 60 E1. Štěrkové lože bylo zhutněno pomocí vibračního pěchu a vibrační desky.
Pro umožnění osového zatížení koleje byl do čela každé kolejnice umístěn hydraulický lis. Pro nezávislé měření absolutních posunů kolejnic byla nad kolejí zřízena konstrukce z ocelových trubek, ke kterým byly připevněny snímače posunu. Snímač byl opřen o plech do tvaru „L“ přilepený ke stojině kolejnice. Tyto snímače byly umístěny symetricky na levé i pravé kolejnici (značení ve směru zdvihu hydraulických lisů), a to sice nad začátkem kolejnice, poté nad 1., 2., 3., 5. a posledním (tzn. 8.) pražcem (označení snímačů bylo stanoveno jako HLK a HPK – hlava levé/pravé kolejnice; např. 2LK – snímač na levé kolejnice v místě 2. pražce). Ve stejných místech byla umístěna další sada snímačů posunu, které byly připevněny na horním líci pražce a snímaly relativní pohyb kolejnice vůči pražci pomocí úhelníku připevněného k patě kolejnice. Poslední sada snímačů byly tenzometry, které byly umístěny na levé i pravé straně stojiny levé i pravé kolejnice, a to sice v polovině vzdálenosti mezi 1. a 2. pražcem, 2. a 3. pražcem, 3. a 4. pražcem, 5. a 6. pražcem (označení bylo zvoleno tak, že liché číslo označuje tenzometr na vnitřní straně kolejnice, sudé číslo vnější stranu kolejnice a písmeno L, resp. P označuje levou, resp. pravou kolejnici). Za posledním 8. pražcem byly umístěny kompenzační tenzometry pro eliminování účinků teploty. Fotka celé zkoušené konstrukce včetně všech snímačů je na obr. 2. Pro přehlednost je umístění všech snímačů znázorněno na obr. 3 v půdorysu a na obr. 4 v podélném řezu.
MĚŘENÍ PODÉLNÉHO ODPORU KOLEJE
Měření nezatížené koleje – běh 1
Po připojení všech snímačů k měřicí ústředně bylo možné začít první cyklus zatěžování. Bylo zapojeno celkem 40 aktivních snímačů, odečet hodnot z každého z nich trval přibližně desetinu sekundy. Zapisování dat probíhalo v periodě cca 4 sekundy. Zatěžovací síla byla přidávána manuálním ovládáním hydraulického čerpadla v krocích cca 10 kN. Po každém kroku bylo vyčkáno na ustálení deformace a až poté se přistoupilo k dalšímu navýšení tlačné síly. Po ukončení zatěžovacího cyklu bylo opět vyčkáno na ustálení deformace, poté byla kolej odtížena. Další zatěžovací cyklus byl započat až za několik minut, aby opět došlo k ustálení deformace. Hysterezní křivky ze všech 8 zatěžovacích cyklů ze snímače posunu pravé kolejnice nad 1. pražcem jsou zobrazeny na obr. 5.
Na obr. 6 jsou zobrazeny dva grafy posunu levé a pravé strany posledního pražce. Zatímco ostatní pražce se posunovaly přibližně o 21 mm a jen menší část posunu kolejnice probíhala v upevňovadlech, na 8. pražci byla situace odlišná. U pravé části pražce došlo k posunu cca 16 mm, tzn, že v upevňovadle došlo posunu o cca 5 mm větším než na ostatních pražcích. Ještě více odlišná situace byla na levé straně posledního pražce, kde došlo k posunu pouze v řádu desetin milimetru a veškerý posun kolejnice tak probíhal v upevňovadle.
Jelikož se první dvě zatěžovací křivky vlivem počátečního posunu jednotlivých zrn kameniva štěrkového lože a prvními posuny v upevňovadlech výrazněji liší od cyklů následujících, byl pro vyhodnocení odporu kolejového lože uvažován pouze 3. až 8. zatěžovací cyklus. Pro vyhodnocení odporu byly zatěžovací cykly uvažovány od počátku zatěžování až po maximální ustálenou hodnotu tlačné síly a počátky jednotlivých cyklů byly srovnány na stejnou nulovou výchozí hodnotu. Těmito překrývajícími se křivkami byla dle rovnice:
proložena metodou nejmenších čtverců křivka, podle níž byl odpor vyhodnocován. Naměřené hodnoty s proloženou křivkou jsou zobrazeny na obr. 7.
Z průběhu výsledné křivky je viditelné, že nebylo plně dosaženo plastické větve odporu, bylo proto zapotřebí zopakovat měření nezatíženého kolejového lože.
Měření nezatížené koleje – běh 2
Při opakování měření nezatížené koleje zůstalo uspořádání experimentu nezměněno. Celkem bylo provedeno 5 zatěžovacích cyklů, které měly průběh hysterezních křivek obdobný jako u prvního experimentu. Jelikož se však jednalo o opakované měření za stejných podmínek, byla shoda průběhu u všech cyklů.
Pro příklad je uveden graf posunu hlavy levé a pravé kolejnice. Záměrně jsou obě kolejnice umístěny do je dnoho grafu, neboť je důležité si všimnout dvou věcí:
1) v tomto experimentu došlo k výraznějšímu rozdílu mezi posunem levé a pravé kolejnice, a to až cca 4 mm. Na tomto grafu je názorně vidět, že kolejnice se pohybovaly po většinu prvního cyklu souběžně, až ke konci plastické části vznikl rozdíl. Zde je nutné zahrnout do úvahy průběh vnášení zatížení. Na přívodní hadici od hydraulického čerpadla byl osazen snímač, který měřil tlak a pomocí kalibrované konstanty ho převáděl na zobrazovanou působící sílu. Jelikož se jednalo o propojenou soustavu, platil zde Pascalův zákon o stejném tlaku ve všech místech takovéto soustavy, tudíž naměřený tlak působil na levý i pravý píst. Pokud by tedy byl zapojen pouze jeden píst a kalibrovaná konstanta by byla „x“, v tomto případě musela být „2x“, aby se zobrazovala síla působící na celou kolej. Jelikož k rozdílnému posunu došlo až v plastické větvi, kde by už teoreticky neměl tlak stoupat, ale pouze se zvětšovat deformace, je možné, že se levá kolejnice mírně „zasekla“ a po zvýšení tlaku oleje se posunul pouze pravý píst. Tomu by odpovídala i skutečnost, že během 2. a 3. cyklu se tento rozdíl udržoval víceméně konstantní, naopak v posledním cyklu, kde kolej byla opět déle zatěžována v plastické větvi diagramu, se tento rozdíl opět zvětšil.
2) vznikají „zuby“ na konci zatěžovací větve, které závisí také na použité hydraulické soustavě a na způsobu zatěžování. Pokud by bylo použito zařízení, které by dokázalo kontinuálně vyrovnávat tlak, v této části digramu by křivka měla pouze vodorovný průběh. Tím, že tlak byl přidáván v krocích manuálně, nebylo možné docítit takto hladké vodorovné křivky. Tlak byl přidáván skokově, což se projevilo šikmo stoupající křivkou. Během několika sekund působící síla opadla i o desítky kN za narůstající deformace, což je viditelné na šikmé klesající křivce. Tento jev lze přičíst tomu, že tlak v hydraulickém zařízení je schopný narůst velmi rychle, zatímco kolej nereaguje okamžitě. Tlak tedy naroste a tím posune kolej, ovšem po vypnutí čerpadla v hydraulické soustavě zůstává tlak, jemuž není schopna kolej vzdorovat. Tlak tedy kolej nadále tlačí dopředu, ale jelikož je jeho objem neměnný, s narůstající deformací klesá, až dojde k vyrovnání tlačné síly a vzdorující síle koleje. Ještě lépe viditelný je tento jev na grafu ze snímače 1PK (obr. 9), kde je pro názornost černě zakroužkován.
Jelikož tento rozdíl nastal až v plastické části diagramu a při vyhodnocování jsou jednotlivé cykly posunuty do stejného nulového počátku, nemá tento rozdíl na vyhodnocení odporu žádný vliv a vyhodnocení může být provedeno na koleji jako celku.
Stejně jako u prvního měření, i zde jsou přiloženy grafy posunů posledního pražce (obr. 10). U tohoto měření se však chování „otočilo“. V porovnání levé a pravé strany se v tomto měření posunul více levý pražec. U levé strany je záznam z posledního cyklu však nedůvěryhodný, neboť došlo k posunu většímu, než je samotný posun levé kolejnice (ten se pohyboval okolo 35 mm). Porušení snímače signalizuje i naprosto rovná odtěžovací větev. U pravé strany pražce došlo k posunu okolo 26 mm, z čehož vyplývá posun cca 14 mm kolejnice v upevňovadle, který se však na ostatních pražcích pohyboval do hodnoty 2 mm.
Při porovnání průběhu normového (UIC 774‑3) podélného odporu pro průměrně udržovanou kolej (12 kN/m při posunu 2 mm) a experimentálně stanoveného podélného odporu je patrný značně tužší průběh a zejména mnohem větší maximální hodnota odporu. Průběh podélného odporu pro dobře udržovanou kolej (20 kN/m; u0 = 2 mm) je stanoven stejně jak normou UIC 774‑3, tak i v ČR používanou normou ČSN EN 1991‑2 ed.2. Při porovnání tohoto a experimentem stanoveného podélného odporu je patrné, že z počátku zatěžování se experimentálně stanovený odpor choval jako více tuhý, těsně před dosažením plastické části normového odporu došlo k protnutí obou křivek a na krátkém úseku byl experimentální odpor menší. Následně však došlo k opětovnému protnutí obou průběhů a na rozdíl od normového, hodnota experimentálního odporu se nadále zvyšovala. Totožný průběh odporu měla kolej již při prvním experimentu. Na rozdíl od prvního běhu zde však bylo dosaženo většího posunu koleje, čímž bylo možné na rozdíl od předchozího měření stanovit maximální hodnotu podélného odporu. Ta se nakonec dostala až na hodnotu cca 28 kN/m, což odpovídá nárůstu přibližně o 40 %.
Měření svisle zatížené koleje
Při posuzování bezstykové koleje se používá jednak odpor nezatížené koleje, tak i zatížené koleje, proto byl proveden experiment simulující chování zatížené koleje. Cílem bylo vytvořit takové svislé břemeno, které by odpovídalo části zatěžovacího schématu LM71. Jelikož se nad kolejí nacházela konstrukce s osazenými snímači, která se pro měření nezatížené koleje osvědčila, a bylo ji tak nežádoucí měnit. Z toho důvodu bylo hned z počátku upuštěno od simulování spojitého zatížení kolejnic, bylo rozhodnuto o užití zatížení simulující 2 osamělé síly modelu LM71 (obr. 12 červeně), na obr. 13 je pak zobrazeno schéma reálného zatížení umístěného nad konstrukcí koleje.
Na kolejnice byly umístěny dva ocelové příčníky profilu I300, které byly prostorově stabilizovány dvěma závitovými tyčemi. Na tyto nosníky byly postupně skládány betonové silniční panely, které byly ve svislé rovině nad příčníky prokládány dřevěnými hranoly. Použití těchto hranolů zajišťovalo jednak rovnoměrný svislý přenos zatížení do obou příčníků, avšak i chránilo panely před kolapsem způsobeným případným dotykem např. v ½ rozpětí.
Panely byly přemisťovány portálovým jeřábem. I při úhlu zavěšení menším než 30° byla jeho výška limitující a bylo tak možné umístit zatížení odpovídající pouze cca 92 % dvou osamělých sil modelu zatížení LM71. Schéma uspořádání zatěžovacího břemena je na obr. 13, pohled na kompletní umístěné břemeno pak na obr. 14.
Z důvodu přesahu panelů přes kolejnice byly silně omezené možnosti přestavby snímačů na konci jejich rozsahu měření, tudíž v tomto případě bylo možné provést pouze menší počet zatěžovacích cyklů.
Byly realizovány 4 zatěžovací cykly, z nichž první je opět odlišný od následujících 3, vzájemně se shodujících (příklad na obr. 15). Při rozložení celkového posunu kolejnice do jeho jednotlivých složek, tzn. posunu kolejnice v upevňovadle (obr. 16) a do posunu pražce (obr. 17), a srovnání těchto posunů do stejného výchozího nulového bodu bylo zjištěno, že odlišnost prvního cyklu je způsobena odlišným chováním kolejového lože, nikoliv upevňovadel. To je opět pravděpodobně způsobeno dohutňováním štěrku mezi jednotlivými zatíženými pražci.
Dále jsou přiloženy grafy posunu 8. pražce (obr. 18). V tomto měření zatížené koleje dochází u posledního pražce k téměř stejným posunům levé i pravé strany. Vzhledem k faktu, že při tomto měření byly některé pražce svisle zatížené a některé naopak nikoliv, nemá v tomto případě smysl posuny porovnávat s ostatními pražci.
Tato změna v tuhosti je pravděpodobně způsobena tím, že v rámci zatížené koleje dochází ve srovnání s nezatíženou kolejí k menším posunům pražců a naopak větší část posunu probíhá v upevňovadlech. To je patrné nejen ve srovnání grafů, ale též z fotografie na obr. 19, na které je vidět stopa po posunu kolejnice v upevňovadle. Během prvního cyklu pravděpodobně nastala situace, kdy došlo k dohutňování štěrku v mezipražcovém prostoru. Při dalším cyklu byl již tento štěrk plně zhutněný, proto byla tuhost pražců vyšší, což se projevilo na celkové tuhosti koleje.
Dalším jevem, který lze na těchto grafech pozorovat, je jev objevující se již u nezatíženého stěrkového lože (běh 2), ovšem zde více patrný. Při zatížení koleje v plastické části diagramu dojde k zvýšení síly, která však vzápětí začne s narůstající deformací klesat. Jak je znázorněno na obr. 20, posun kolejnice (levý graf) se skládá z posunu v upevňovadle (prostřední graf) a z posunu pražce (pravý graf). Změna sklonu křivky je daná pouze rozdílným měřítkem grafů. Jak je z jednotlivých grafů patrné, k tomuto posunu po nárůstu působící síly dochází pouze v upevňovadlech. Celkově při porovnání grafů upevňovadel a pražců lze konstatovat, že na konci zatěžování je diagram upevňovadel plastický, zatímco diagram pražců stále pružně stoupá. Z těchto rozdílných průběhů lze vyvodit závěr, že v případě zatížené koleje o dosažení plastického posunu kolejnic rozhoduje tuhost upevňovadel.
Při porovnání dílčích posunů kolejnice vůči pražci v případě nezatíženého a zatíženého kolejového lože bylo zjištěno, že v případě 1. zkoušení nezatížené koleje se posun v upevňovadle pohyboval na konci 8 zatěžovacích cyklů okolo hodnoty cca 2 mm, při 2. zkoušení nezatížené koleje opět cca do 2 mm, v některých upevňovadlech dokonce pouze v řádu desetin milimetrů. Naprosto odlišná situace nastala v případě zatížené koleje, kde se posun v upevňovadle pohyboval v rámci jednoho cyklu cca okolo 4 – 5 mm a na konci všech cyklů překračoval hodnoty 10 mm.
Vzhledem k faktu, že při zatěžování působí neoddělitelně zatížená i nezatížená část koleje ve směru vnášení zatížení, nebyl přístup k vyhodnocení tak jednoznačný jako v předchozích dvou případech.
Pro přesnější stanovení rozhraní mezi zatíženou a nezatíženou částí byl vytvořen výpočetní model (renderovaný i prutový model je znázorněn na obr. 21). Ten se skládá z prutů tvořených průřezem kolejnice 60E1, na něž se napojují tuhé náhradní pruty (tuhé vazby) vedoucí z těžiště průřezu kolejnice k její patě, kde je vytvořena vazba s vlastnostmi upevňovadla – odpor proti natočení kolejnice převzatý ze zprávy výrobce Vossloh a odpor proti posunutí kolejnice, který je definován dle výsledků experimentu. Tyto tuhé pruty jsou vzájemně příčně propojeny prutem s proměnným průřezem pražce B91 S/1. Pod těmito tuhými vazbami opět pokračují tuhé pruty délkou odpovídající výšce pražce a na jejich konci je vazba s tuhostí odpovídající odporu proti posunu pražce ve štěrkovém loži zjištěném během měření. Pod těmito tuhými vazbami se nachází další dvojice tuhých prutů stejné délky jako je mocnost kolejového lože, na jejichž konci jsou uzlové podpory zamezující vodorovným posunům, ovšem umožňující natočení v dané rovině. Tyto uzlové podpory mají dále definovanou svislou tuhost stanovenou tak, že modul přetvárnosti štěrkového lože na mostě byl uvažován hodnotou Epl = 100 MPa. Zatěžovací plocha každého pražce Ap při šířce pražce 0,22 m, délce 2,60 m, mocnosti štěrkového lože pod dolním lícem pražce h = 0,355 m a uvažování roznosu v poměru 4:1 se rovná 0,80 m2. Jestliže se svislá síla roznáší ložem s tuhostí Ep na plochu Ap na vzdálenosti h, uvažovaná svislá tuhost jednoho pražce je kz = 226 MN/m. Tato tuhost je brána až do maximálního posunu 10 mm, poté následuje plastický posun při síle 2 260 kN.
Právě tato svislá tuhost byla využita pro rozdělení působící síly do zatížených a nezatížených vazeb. Kolej byla zatížena 4 bodovými silami o velikosti 125 kN a následně byl proveden nelineární výpočet, ze kterého byla získána velikost reakcí pod každým pražcem (obr. 22 – pohled z boku).
Na každou kolejnici působila tedy celková svislá síla o velikosti 250 kN. Touto hodnotou byly vyděleny všechny vzniklé reakce, čímž bylo získáno procentuální rozdělení síly na daný pražec (1. pražec 14,77 %, 2. pražec 21,01 % atd.).
Právě podle těchto procentuálních rozdělení byla rozdělena i působící tlačná síla v experimentu. Výsledky byly tedy rozřazeny do jednotlivých kroků – po 40 kN, od působící síly 280 kN po 20 kN a poslední krok byl pouze 10 kN. V každém kroku byla vždy známá síla a naměřené posuny pražce, kolejnice v upevňovadle a absolutní posun celé kolejnice. Právě tato působící síla byla do tuhosti dané vazby ve výpočtovém modelu vkládána v procentuálním zastoupení dle rozložení svislých sil. Došlo‑li tedy při zatížení koleje 330 kN k posunu pravé strany 1. pražce 3,18 mm, vložené hodnoty posunu byly 3,18 mm při síle 330 · 0,5 · 0,1477 = 24,37 kN.
Aby bylo možné model použít jako podklad pro rozdělení experimentálního úseku na zatíženou a nezatíženou část koleje, bylo nutné nejprve verifikovat vypočtené a naměřené hodnoty. Po provedení nelineárního výpočtu byly získány hodnoty posunů jednotlivých uzlů ve zvoleném kroku 3 kN. Na následujících náhodně vybraných 3 grafech je ukázána shoda výpočetního modelu s experimentem. Každý graf zobrazuje jeden měřený posun; graf na obr. 23 znázorňuje srovnání posunu hlavy levé kolejnice, graf na obr. 24 posun kolejnice v pravém upevňovadle na druhém pražci a graf na obr. 25 pak shodu posunu levé strany 3. pražce.
V takto sestaveném a shodou posunů ověřeném modelu bylo vzato zatížení ve zmiňovaných krocích, proveden opět nelineární výpočet a z výsledků byly získány průběhy normálových sil. Tyto vypočtené normálové síly byly zobrazeny ve stejném grafu pro porovnání normálových sil zjištěných pomocí měření tenzometry.
Na následujících grafech je černou čarou zobrazen průběh normálových sil z nelineárního výpočtu v programu Scia a barevnými body naměřené hodnoty z jednotlivých cyklů. Jedná o hodnoty upravené pomocí 9. tenzometru, který byl použit jako nový kompenzační tenzometr (tzn. od všech naměřených hodnot ve všech tenzometrech byla odečtena taková konstanta, aby v tenzometru na převislém konci kolejnice vycházelo nulové normálové napětí). Na obr. 26 je graf při zatížení koleje 200 kN, na obr. 27 pak průběh při maximálním zatížení koleje.
Při studiu obou grafů lze konstatovat, že vysokou shodu s výpočtem vykazují tenzometry mezi 2. a 3. pražcem a mezi 5. a 6. pražcem. Naopak největší rozdíl mezi naměřenými a vypočtenými hodnotami je mezi 1. a 2. pražcem. Na grafech je ovšem vidět, že naměřená hodnota je stejná, ba dokonce vyšší než působící síla. Na základě měření i výpočtů lze však s poměrně vysokou jistotou konstatovat, že svislé zatížení výrazně zvyšuje tuhost jednotlivých vazeb a tím tak i celkovou tuhost zatížené koleje. To je patrné nejen ze sklonu spojnic jednotlivých naměřených hodnot, ale též z velikosti „odskoků“ normálové síly nad každým pražcem.
V následujícím kroku bylo možné na základě získaných výsledků přistoupit k samotnému rozdělení koleje na zatíženou a nezatíženou část. Zatížení působilo od 2. až 20 cm před 5. pražcem (viz schéma zatížení na obr. 13). Jak podle schématu roznosu zatížení z normy ČSN EN 1991‑2, tak vyhodnocením průběhu normálové síly z měření i ověření ve výpočtovém modelu byl zatížený 1. až 6. pražec, což odpovídá délce koleje 3,0 m. Za 6. pražcem však působí neoddělitelná část nezatížené koleje, tudíž naměřená síla vztažená pouze na 3 m koleje je nadhodnocený odpor. Při uvažování celé koleje je odpor zatížené koleje naopak podhodnocen. Z tohoto důvodu jsou na obr. 28 dvě proložené křivky – horní růžová, která uvažuje pouze na zatíženou kolej v délce 3 m (tzn. že celková naměřená působící síla je vztažena pouze na 3 m koleje), – dolní zelená, která uvažuje celou délku koleje 4,2 m. Jak bylo řečeno, horní křivka je nadhodnocena a dolní podhodnocena, z toho pak vyplývá fakt, že tyto 2 křivky vymezují prostor, ve kterém se nachází skutečný odpor zatížené koleje.
Ani jedna z výše zmiňovaných norem nerozlišuje odpor zatížené průměrně udržované a dobře udržované koleje, proto je v tomto případě experimentální odpor porovnáván pouze s jedním normovým průběhem. Při uvažování koleje v celé délce se průběh experimentálního a normového odporu podobá průběhu u nezatížené koleje, kde je zpočátku tuhý, pak na krátkém úseku protíná „roh“ experimentálního odporu a následně dále roste až do max. hodnoty 76 kN/m, což odpovídá nárůstu o 25 % oproti normové hodnotě. Při uvažování pouze zatížené části koleje v délce 3 m je celou dobu průběh odporu nad normovým průběhem a s jeho maximální hodnotou 106 kN/m je o 77 % vyšší oproti normové hodnotě. Jelikož skutečné chování koleje leží mezi těmito křivkami, je možné konstatovat, že naměřený průběh i max. hodnota odporu zatížené koleje je vyšší než normami stanovený odpor.
ZÁVĚR
Z porovnání experimentálního a normového průběhu všech měření lze vyvodit, že ve všech případech je experimentálně zjištěný podélný odpor ve většině jeho průběhu větší oproti normovému, pouze na velmi krátkém úseku je pod průběhem odporu normového. Lze tak konstatovat, že experimentální kolej je celkově tužší než normová kolej a též je schopná vzdorovat větším osovým silám před dosažením plastického posouvání. Tento závěr platí pro zkušební úsek bezstykové koleje na mostě, který nebyl vystaven reálnému působení železniční dopravy.
Je však nutné zmínit, že toto měření bylo prováděno na kompletně nové konstrukce koleje. Na provozovaných mostech je štěrkové lože, a i ostatní komponenty koleje namáhány účinky kolejové dopravy, teplotních změn, deformacemi nosné konstrukce atd. Těmito účinky může docházet k ředění štěrkového lože a celkově kolej ztrácí svůj odpor proti podélnému posunu. V tomto případě může docházet k mírnému nadhodnocení výsledků vlivem koncového čela betonové konstrukce. Toto čelo tvoří jistou překážku v posunu posledního pražce, jak je patrné z přiložených grafů. Zároveň jde však použití tohoto čela přirovnat z železničnímu mostnímu závěru na mostě s neprůběžným kolejovým ložem.
Při posuzování interakce bezstykové koleje na mostě je porovnáváno jak maximální, tak minimální vznikající přídavné napětí v kolejnicových pásech, tak i posun horního líce nosné konstrukce vlivem svislé a vodorovné složky zatížení dopravou. Při použití naměřeného experimentální odporu ve výpočtech je možné dojít k závěru, že při posuzování napětí v kolejnicích vzniká větší přídavné napětí v kolejnicových pásech a dalo by se tak říct, že oproti naměřenému odporu je normový odpor na straně nebezpečné. Na druhou stranu při posuzování vodorovných posunů nosné konstrukce má zvýšení odporu příznivý vliv na snížení velikosti posunů horního líce NK.
Velikost vznikajícího přídavného napětí je totiž přímo závislá na velikosti použitého podélného odporu. Hodnota podélného odporu koleje ale ovlivňuje i výše zmíněné posuny horního líce NK. Cílem návrhu BK na mostě je snížit obě tyto kritéria, jak velikost přídavného napětí, tak velikost posunů NK, na minimum. Zde však nastává problém, že velikost podélného odporu tyto dva parametry ovlivňuje přesně protichůdně. Zjednodušeně řečeno – sníží‑li se podélný odpor koleje, bude vznikat menší přídavné napětí v kolejnicích, ale bude docházet k větším posunům NK a naopak.
Omezení napětí v kolejnicových pásech jasně vyplývá z materiálových možností materiálu kolejnic, tj. meze kluzu a meze pevnosti. Část namáhání vniká hned při výrobě vlastním pnutím kolejnic. Další část napětí je způsobena teplotními změnami v kolejnicových pásech. Toto napětí vzniká však i na zemním tělese, proto se zvlášť nepočítá v kombinované odezvě koleje a mostu. Stejně tak je tomu u napětí způsobeného účinkem kolejových vozidel. Zbylé napětí nepřesahující 60 % meze kluzu je vyhrazeno právě na účinky interakce koleje a mostu a velikost tohoto přídavného napětí je limitním kritériem. Důvod posuzování omezení napětí v kolejnicových pásech je tak snadno zdůvodnitelný.
Jak je již výše popsáno, dalšími limitními kritérii jsou posuny horního líce NK vlivem účinků kolejové dopravy. Tyto stanovené limity posunu 5 a 8 mm v závislosti na druhu působícího zatížení jsou brány však jako dogma bez určení zdroje. Je proto důležité nadále zkoumat chování BK na mostech, aby bylo možné stanovit míru konzervativnosti dnešních návrhů a jasně definovat limitní hodnoty posunů nosné konstrukce vycházející z jasného principu.
Zvýšení pochopení celého kombinovaného systému bezstyková kolej – most výrazným způsobem pomáhají monitoringy starších i nových konstrukcí. Ze získaných výsledků je v budoucnu nutné určovat, jaké faktory mají na omezení použití bezstykové koleje na mostě největší vliv. Dalším krokem ke zvýšení rozsahu použití bezstykové koleje je jistě zkoumání použití různých podpůrných prvků na mostě, ať už se jedná např. o řídící tyče či použití svorek se sníženou držebností. Komplexní pochopení chování interakce koleje a mostu může vést též k návrhu nových prvků či metod, jak co nejefektivněji bezstykovou kolej bez dilatačních zařízení na mostě navrhnout.
PODĚKOVÁNÍ
Tento článek vznikl za finanční podpory Technologické agentury České republiky, registrační číslo projektu TE01020168 Centrum kompetence Technologické agentury České republiky „Centrum pro efektivní a udržitelnou dopravní infrastrukturu (CESTI)“.
Článek byl recenzován – recenze Ing. Martin Vlasák.
Filip Bláha
Marek Foglar
Fakulta stavební ČVUT v Praze
ZDROJE:
[1] UIC 774–3. Track/bridge Interaction: Recommendations for Calculations. 2. vydání. Paříž: UIC, 2001.
[2] ČSN EN 1991–2 (736203). Eurokód 1: Zatížení konstrukcí: Část 2: Zatížení mostů dopravou. Praha: ČNI, 2005.
[3] CALÇADA Rui, DELGADO Raimundo & MATOS António Campos e. Bridges for high‑speed railways. London: CRC Press, 2009. ISBN 978‑0‑415‑47147‑3.
[4] DAI, Gonglian; HU, Nan; LIU, Wenshuo. The recent improvement of high‑speed railway bridges in China. In: IABSE Symposium Report. International Association for Bridge and Structural Engineering, 2010. p. 8 – 15.
[5] YAN, Bin; DAI, Gong‑Lian; HU, Nan. Recent development of design and construction of short span high‑speed railway bridges in China. Engineering Structures, 2015, 100: 707 – 717. [online]. Dostupné z: http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0141029615004265
[6] HU, Nan, DAI, Gong‑Lian, YAN, Bin, LIU, Ke. Recent development of design and construction of medium and long span high‑speed railway bridges in China. Engineering Structures, 2014, 74: 233 – 241. [online] Dostupné z: http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0141029614003502
[7] ESVELD, Coenraad. Modern railway track. 2nd ed. Zaltbommel: MRT‑Productions, c2001. ISBN 90‑800324‑3‑3.
[8] CALÇADA Rui, DELGADO Raimundo & MATOS António Campos e, GOICOLEA José & GABALDÓN Filipe. Track‑bridge interaction on high‑speed railways. London: CRC Press, 2009. ISBN 978‑0‑415‑45774‑3.
[9] VAN‘T ZAND, J.; MORAAL, J. Ballast resistance under three dimensional loading. ERRI D, 1997, 202. [online]. Dostupné z: http://www.esveld.com/Download/TUD/Ballast%20tests.pdf
[10] VLASÁK, Martin, FOGLAR Marek. Metodika řešení kombinované odezvy konstrukce a koleje (metodický základ mvl 150). Praha 2015. [online]. Dostupné z: http://concrete.fsv.cvut.cz/vystupy/download/TA03031099‑Met_komb_od_kce_kol.pdf
