О КОЭФФИЦИЕНТЕ ДИНАМИЧЕСКОГО УПРОЧНЕНИЯ

ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
№3
2002
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
93
№3
2002
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
УДК 624. 154.3.012.35.002.6
О КОЭФФИЦИЕНТЕ ДИНАМИЧЕСКОГО УПРОЧНЕНИЯ
МАТЕРИАЛА СВАЙ И ПРЕДЕЛЬНО ДОПУСТИМЫХ
СЖИМАЮЩИХ НАПРЯЖЕНИЯХ В НИХ ПРИ ЗАБИВКЕ
Канд.техн.наук
И.И.Бекбасаров
Уточнены значения коэффициента динамического упрочнения
материала свай и предложена формула для определения предельно допустимых динамических сжимающих напряжений в сваях при забивке
Бетон забивных железобетонных свай при действии сжимающих нагрузок характеризуется, как известно, классом по прочности на сжатие и сопротивлением осевому сжатию (призменной прочностью). Класс бетона по прочности на сжатие в строительных нормах и правилах /1/ принят равным нормативному сопротивлению кубов
осевому сжатию (нормативной кубковой прочности бетона), определяемому на кубах
размерами 150 150 150 мм с обеспеченностью 0,95. Эти важнейшие параметры характеризуют статическую сопротивляемость бетона свай.
Для оценки возможности бездефектной забивки свай недостаточно иметь только
параметры статической сопротивляемости бетона свай, необходимо знать еще и параметры его динамической сопротивляемости при ударах молота. К параметрам динамической сопротивляемости бетона можно отнести коэффициент его динамического
упрочнения ku (коэффициент, учитывающий превышение динамической прочности
бетона над его статической прочностью). Значения данного коэффициента определяются по формуле /1/
ku/Rk или ku/Rb ,
(1)
 - динамическая прочность бетона или предельно допустимое динамическое
сжимающее напряжение, при котором обеспечивается сохранность бетона
от разрушений;
Rk - кубиковая прочность бетона;
Rb - сопротивление бетона сжатию (призменная прочность).
При известных значениях коэффициента динамического упрочнения материала
свай формула (1) может быть использована для определения предельно допустимых
динамических сжимающих напряжений в сваях.
В работах /3-5/ представлен ряд формул, предложенных в качестве условий для
проверки сохранности бетона свай при забивке. Расчеты, выполненные на основе них,
показывают, что для свай из бетона с кубковой прочностью 30 и 40 МПа за предельно
допустимые следует принимать сжимающие напряжения, равные 2,4-12,4 МПа. Следовательно, динамическую прочность бетона свай предлагается принимать значительно
меньше ее статической прочности. Учитывая, что строительные нормы и правила /6/
допускают частичное повреждение свай при забивке, следует отметить, что для практического применения свай, при их ударном погружении не требуется обеспечение той
степени целостности и сохранности бетона, которая обеспечивается при использовании
в качестве предельно допустимых, указанные расчетные значения напряжений. Кроме
где
94
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
№3
2002
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
того, при забивке свай в их головной части возникают сжимающие напряжения порядка 2,9 – 29,3 МПа /7-9/ и выше /10/, можно утверждать, что принятие рассматриваемых
значений напряжений за предельно допустимые приведет к недопогружению свай.
В работе /11/ предложена формула по определению динамической прочности материала свай, согласно которой данный параметр определяется как произведение кубковой прочности бетона и трех поправочных коэффициентов, учитывающих соответственно повышение ударостойкости бетона по мере набора прочности во времени, вид
бетона сваи и наличие поперечной арматуры в свае. К сожалению, отсутствие значений
указанных коэффициентов не позволяет установить рекомендуемые значения динамической прочности материала свай, но смысловое содержание коэффициентов свидетельствует о том, что предельно допустимые динамические сжимающие напряжения в
сваях могут быть, как больше так и, меньше кубковой прочности их бетона. Здесь же
уместно отметить, что в ряде случаях специалистами рекомендуется в качестве предельно допустимых динамических сжимающих напряжений в сваях использовать саму
кубковую прочность бетона свай. Так в работе /12/ предложено для определения максимально допустимой энергии удара молота, при которой обеспечивается сохранность
свай от разрушений, применять формулу Бахолдина Б.В. /13/, заменяя в ней предельно
допустимую величину динамического напряжения кубковой прочностью бетона свай.
Подобное имеет место и в Руководстве /14/.
Более полные данные о коэффициенте динамического упрочнения материала
свай приведены в работе Новожилова Г.Ф./15/. Установлено, что значения данного коэффициента в зависимости от вида свай может находится в пределах от 2,7 до 4,1
(табл.1). Расчеты, выполненные на основе этих данных, позволили установить, что значения предельно допустимых динамических сжимающих напряжений для свай с кубковой прочностью бетона 25, 30 и 40 МПа изменяются от 81 до 164 МПа (табл.1).
В таблице 1 над чертой представлены значения коэффициента динамического
упрочнения и предельно допустимых динамических напряжений, относящихся к началу трещинообразования в сваях, а под чертой – к началу разрушения свай. При этом
начало трещинообразования, характеризуется появлением первых трещин в головной
части свай и сколов граней, а начало разрушения – развитием сети трещин в торцовой
части свай без выкрашивания бетона.
Таблица 1
Значения коэффициента динамического упрочнения
материала свай и расчетные значения предельно допустимых
сжимающих напряжений в сваях
Вид свай (марка свай)
Коэффициент
ku
1
Сваи с круглой полостью (СП, СПН).
Сваи без поперечного армирования
ствола и центральной напрягаемой арматурой ( СЦ, СЦп)
Сваи с поперечным армированием
ствола и ненапрягаемой арматурой (С)
2
2,8/2,7
3,3/3,2
Предельно допустимые динамические напряжения в сваях ,
МПа, при кубковой прочности
бетона Rk, МПа, равной
25
30
40
3
4
5
84/81
-
82,5/80
99/96
-
95
№3
2002
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
Продолжение таблицы 1
1
Сваи с поперечным армированием,
ствола керамзитобетонные (СК). Железобетонные со сталефибробетонной,
головной части горизонтального формования при  1 (СФ-1).
Сваи с поперечным армированием
ствола и напрягаемой арматурой (СН).
Сваи с поперечным армированием
ствола и сталефибробетонной головной
частью вертикального формования при
 1 (СФГ-1).
То же, при   2 (СФГ-2).
2
3,4/3,3
3
-
4
102/99
5
-
3,2/3,0
-
96/90
128/120
3,9/3,6
-
117/108
156/144
4,1/3,8
-
123/114
164/152
Примечания: 1. Значения коэффициента ku равны отношению /Rk;
2. Значения коэффициента ku, представленные для свай марки СН являются приближенными в виду использования малого количества экспериментальных данных для их определения.
На наш взгляд, расчетные значения напряжений, представленные в табл.1 являются завышенными. Для сравнения приведем значения коэффициента упрочнения материала свай, представленные в Технических указаниях /16,17/ с вычислением по ним
соответствующих значений предельно допустимых динамических сжимающих напряжений в сваях (табл.2). Следует отметить, что эти данные получены на основе результатов испытаний тензосвай на воздействие ударов молота в стендовых условиях /18,
19/, в связи, с чем для них характерна высокая достоверность.
Таблица 2
Значения коэффициента динамического упрочнения материала
свай марки СЦ и расчетные значения предельно допустимых
динамических сжимающих напряжений в сваях
Источник
Марка
свай
16
СЦ
Кубковая
прочность
бетона
30
17
СЦ
30
Вид бетона свай
Портландцементный
на щебне
То же, на гравии
Шлакощелочной на
Щебне
То же, на гравии
Коэффициент
ku
1,579
Значения
, МПа
26,84
1,565
1, 459
22,96
29,03
1,403
25,25
Примечания: 1. Коэффициент ku равен отношению /Rb;
2. Значения напряжений  для свай из шлакощелочного бетона вычислены при значениях Rb , соответствующих моменту забивки свай.
Из табл.2 следует, что значения динамических сжимающих напряжений для
свай марки СЦ изменяются в пределах от 22,96 до 29,03 МПа. Сопоставление данных
из табл.2 относящихся к сваям СЦ с данными табл.1, показывают разницу в 2,8-3,7 раза.. С целью выявления причины такого несоответствия, автором проанализирована
методика использованная Новожиловым Г.Ф. определения коэффициента динамиче96
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
№3
2002
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
ского упрочнения материала свай. Из работы /15/ выявлено, что ударная стойкость свай
оценивалась Новожиловым Г.Ф. по результатам их забивки в производственных условиях с установлением для них динамических сжимающих напряжений по формуле Бахолдина Б.В./13/. Следует отметить, что данная формула даёт завышенные значения
напряжений в сваях. Так, по данным Чернышева Ю.Г. /8/ превышение расчетных значений напряжений над экспериментальными данными по этой формуле составляет в
среднем 1,37, а максимально – 1,9. Этим и объясняются высокие значения коэффициента динамического упрочнения и предельно допустимых динамических напряжений,
представленных в табл.1.
Учитывая изложенные результаты, автором, выполнена корректировка значений
коэффициента динамического упрочнения, указанных в табл.1, следующим образом:
а) определены значения коэффициента превышения напряжений kp в виде отношения i1 /1 (где 1- предельно допустимое динамическое сжимающее напряжение
для свай 1 класса по ударной стойкости сваи, МПа; i1- то же, для i- того класса свай
по ударной стойкости (табл.1);
б) уточнены значения коэффициента динамического упрочнения в виде отношения  kp / Rb (где / Rb - коэффициент динамического упрочнения, равный 1,579 по
табл.2).
Расчеты, выполненные применительно к сваям из традиционного портландцементного бетона, приведены в таблице 3
Таблица 3
Значения коэффициента превышения и уточненные значения
коэффициента динамического упрочнения материала свай
Класс свай
по ударной стойкости
1
2
3
4
5
6
Коэффициент
превышения kp
1,000
1,179
1,214
1,304
1,393
1,464
Коэффициент ku
1,579
1,871
1,929
2,018
2,105
2,222
Примечание. Значения коэффициента ku рассчитаны для свай из бетона на щебне и в качестве критерия без дефектности свай принято условие – начало трешинообразования.
На основе полученных данных, формулы (1), а, также учитывая положения Технических указаний /17/, для практических расчетов можно рекомендовать следующую
формулу по определению предельно допустимых динамических сжимающих напряжений в железобетонных сваях при забивке
  k ku ks n kp n R b ,
где
(2)
k - коэффициент, принимаемый равным 0,90-0,95:
ku - коэффициент динамического упрочнения материала свай, принимаемый по
табл. 2;
ks n - коэффициент, учитывающий снижение предельно допустимого динамического сжимающего напряжения с увеличением количества ударов молота
по свае;
97
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
№3
2002
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
kp n - коэффициент, учитывающий увеличение предельно допустимого динамического сжимающего напряжения при неравноценных ударах молота;
Rb - призменная прочность бетона свай, соответствующая моменту их забивки
в грунты.
В заключении следует отметить, что формула (2) позволяет определять предельно допустимые динамические сжимающие напряжения в сваях с учетом всех основных
факторов, оказывающих влияние на динамическую сопротивляемость материала свай
при забивке.
Литература
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
98
СНиП 2.03.01-84. Бетонные и железобетонные конструкции. - М., 1985.-79 с.
Баженов Ю.М. Бетон при динамическом нагружении. - М.: Стройиздат, 1970. 272с.
Василевский Ю.И. Инженерные приложения теории динамического расчета железобетонных забивных свай. - В кн: Морские порты. М., Реклам информбюро
ММФ, 1977, выпуск 10, с.50-58.
Временные указания по учету динамических усилий в железобетонных свая при
забивке. - Одесса: ОИИМФ, 1967. - 17с.
Дорофеева В.В. Причины разрушения железобетонных свай при забивке. – Научные труды/ ЛИСИ. Л., 1973, № 78, с.25-28.
СНиП 3.02.01-87. Земляные сооружения, основания и фундаменты. - М., 1988. 124с.
Бахолдин Б.В. Исследование напряженного состояния свай при ударе. - Научные
труды/ НИИОСП им. Н.М. Герсеванова. М.: Стройиздат, 1970, выпуск 59, с.55-63.
Чернышев Ю.Г. Напряжения в голове сваи при ударном нагружении. – Основания,
фундаменты и механика грунтов, 1971, № 1, с.17-18.
Бартоломей А.А., Бекбасаров И.И. О динамических сжимающих напряжениях,
возникающих в сваях при их забивке в грунты. –Научные труды/ Пермский политехнический институт. Основания и фундаменты в геологических условиях Урала.
Пермь, 1984, с.6-12.
Бурангулов Р.И., Бабков В.В. Методы повышения ударостойкости бетонов для
забивных свай. – Тезисы докладов и сообщений Всесоюзной конференции: Совершенствование технологии работ нулевого цикла с использованием средств механизации и автоматизации. Уфа, 1981, с. 109-112.
Колесник Г.С., Рыжков И.Б. Учет возможности погружения свай при выборе их
длины. - Научные труды/ НИИОСП им. Н.М.Герсеванова. Ускорение научнотехнического прогресса в фундаментостроении. М.: Стройиздат, 1987, том 1, с.135136.
Гугнин А.А. Выбор сваебойного оборудования с учетом грунтовых условий: Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. –
М., НИИОСП, 1979. - 20с.
Бахолдин Б.В. О величине напряжений в сваях при забивке. - Основания, фундаменты и механика грунтов, 1967, № 2, с.7-9.
Руководство по проектированию свайных фундаментов. - М.: Стройиздат, 1980.150с.
Новожилов Г.Ф. Бездефектное погружение свай в талых и вечномерзлых грунтах. Л.: Стройиздат, 1987, - 111 с.
№3
2002
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
16 Технические указания по применению забивных железобетонных свай сплошного
квадратного сечения без поперечного армирования ствола с напрягаемой стержневой арматурой на стройках Главзападуралстроя (Бартоломей А.А., Ильяшенко
В.А., Максимов В.Л.). ТУ-1-77. – М., 1978.- 14 с.
17 Технические указания по применению на стройках Главзападуралстроя забивных
железобетонных свай сплошного квадратного сечения с центральной напрягаемой
арматурой без поперечного армирования ствола из бетона на шлакощелочном вяжущем (Бартоломей А.А., Ильяшенко В.А., Бекбасаров И.И., Шульга А.И.). ТУ-182. – М., 1983.-21с.
18 Бартоломей А.А., Максимов В.Л. Возможность расширения области применения
свай с центральным стержнем в различных грунтовых условиях. – Научные труды/
Пермский политехнический институт. Строительные конструкции, основания и
фундаменты. Пермь, 1975, № 159, с.130-135.
19 Бекбасаров И.И. О предельно допустимых количествах ударов молота по свае из
шлакощелочного бетона. - Научные труды/ Пермский политехнический институт.
Основания и фундаменты. Пермь,1982, с.18-24.
Таразский Государственный университет им. М.Х.Дулати, Тараз
²ÀÄÀ ÌÀÒÅÐÈÀËÛÍÛ³ ÄÈÍÀÌÈÊÀËÛ² ÌÛ²ÒÛËÛ²
ÊÎÝÔÔÈÖÈÅÍÒI Æ°ÍÅ ÎËÀÐÄÀ ²À±ÛÏ ÊIÐÃIÇÓ ÊÅÇIÍÄÅ ÏÀÉÄÀ ÁÎËÀÒÛÍ ²ÅÐÍÅÓËÅÐÄI³
е²ÑÀÒ ÅÒIËÅÒIÍ ØÀÌÀËÀÐÛ ÒÓÐÀËÛ
Òåõí.¹ûë.êàíä.
È.È.Áåêáàñàðîâ
²àäà ìàòåðèàëûíû» äèíàìèêàëûº ìûºòûëûº êîýôôèöèåíòiíi» ì¸íäåði àíûºòàë¹àí æ¸íå
îëàðäà ºà¹ûï êiðãiçó êåçiíäå ïàéäà áîëàòûí ºåðíåóëåðäi åñåïòåï òàáó ôîðìóëàñû êåëòiðiëãåí.
99
№3
2002
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
УДК 531.579:577.4
ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЖИМОВ ДВИЖЕНИЯ АВТОМОБИЛЕЙ
В ТРАНСПОРТНОМ ПОТОКЕ Г. ТАРАЗ
Докт.техн.наук
Канд.техн.наук
М.Сахы
И.С.Тилегенов
Н.М.Абзелбектеги
В работе приводятся результаты исследования режимов движения
различных марок автомобилей и аналитические расчеты нелинейной зависимости ускорение-скорость. Обработкой результатов экспериментов
определены основные показатели режима движения автомобилей. Прогнозированием изменений скорости движения установлено, что важным условием при разработке мероприятий направленных на повышение производительности автомобильного транспорта, совершенствование уличнодорожной сети и улучшение состояния окружающей природной среды городов.
Для автомобильного транспорта входные и выходные потоки являются основными видами процессов обмена энергий и веществом между ними и окружающей
средой при реализации их жизненных циклов и выражаются соответствующими показателями. Результаты их показателей в свою очередь зависят от значений измерителей эксплуатационных условий транспорта, в том числе топливная экономичность
материалов и энергоемкость, моторесурс и др.
Одиночный автомобиль, движущийся по дороге, не в состоянии оказать сколько-нибудь заметного влияния на окружающую среду г.Тараз. Иное делосовокупность машин, движущихся в составе транспортных потоков по автомобильным дорогам и перевозящих грузы и пассажиров. Здесь влияние на окружающую
среду определяется не только техническими характеристиками автомобиля или дороги, но интенсивностью, скоростью движения, составом транспортного потока, плотностью дорожной сети.
При движении автомобилей по улично-дорожной сети города Тараз происходят задержки их у перекрестков. В результате этого, движение автомобиля становится импульсным, движение с постоянной скоростью сменяется торможением, остановкой и последующим набором скорости.
Соотношение времени работы автомобиля на различных режимах в значительной мере зависит от планировочных характеристик города и транспортноэксплуатационных параметров его улично-дорожной сети, плотности и состава автомобильных потоков, уровня и условий организации дорожного движения.
Важнейшим показателем, отражающим фактические условия транспортных
потоков, является время проезда автомобилями участка городской дороги. Учитывая
циклический характер движения автомобилей в городах, среднее время проезда можно рассматривать в виде суммы слагаемых, представляющих собой среднее время
100
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
№3
2002
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
работы автомобиля на различных режимах: разгон, торможение, движение с установившейся скоростью, холостой ход. От соотношения этих составляющих существенным образом зависят многие показатели экологической безопасности автомобилей.
Наиболее удобной по своей аналитической форме и близкой к изменяющимся
значениям ускорений для различных марок автомобилей является нелинейная зависимость ускорение-скорость:
j p  dv / dt  (a  bv)1
где
jp - ускорение автомобиля, м/с2;  - скорость автомобиля, м/с; а и b - постоянные, имеющие размерность с2/м и с3/м2 соответственно. ал = 0,5, bл=0,072 для легковых автомобилей; ал = 0,76, bл=0,2 - для грузовых автомобилей и автобусов.
Для легковых автомобилей при 5 км/ч
jp=(0,5 + 0,072·1,38)-1 = 1,6 м/ с2;
Для грузовых автомобилей и автобусов при 5 км/ч
jp=(0,76 + 0,2·1,38)-1 = 0,9 м/ с2;
Для легковых автомобилей при 10 км/ч jp=1,43 м/ с2;
Для грузовых автомобилей и автобусов при 10км/ч jp=1,15 м/ с2;
Для легковых автомобилей при 15 км/ч jp=1,25 м/ с2;
Для грузовых автомобилей и автобусов при 15км/ч jp=0,63 м/ с2;
Для легковых автомобилей при 20 км/ч jp=1,11 м/ с2;
Для грузовых автомобилей и автобусов при 20км/ч jp=0,53 м/ с2;
1
Так как при v=0 отношение dv / dt  a , то эта постоянная имеет значение, обратное максимальному ускорению в момент начала разгона. Учитывая, что в
момент времени t=0 скорость автомобиля также равно нулю,
v
t
0
0
 (a  b)dv   dt ,
и формула, связывающая скорость со временем,
t p  av  0,5bv 2
где
tp – время разгона автомобиля до скорости v,с.
Для легковых автомобилей при 5 км/ч
tp=0,5·1,38+0,5·0,072·1,382=0,76 с.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 5 км/ч
tp=0,76·1,38+0,5·0,2·1,382=1,24 с.
Для легковых автомобилей при 10 км/ч tp=1,66 с.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 10 км/ч tp=2,87 с.
Для легковых автомобилей при 15 км/ч tp=2,7 с.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 15 км/ч tp=4,89 с.
Для легковых автомобилей при 20 км/ч tp=5,32 с.
101
№3
2002
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
Для грузовых автомобилей и автобусов при 20 км/ч tp=7,30 с.
После этого определяем пути движения при разгоне в зависимости от скорости
автомобиля:
S p  0,5av 2  0,333bv3
где
Sp – путь, проходимый с момента начала разгона до момента достижения скорости v, м.
Для легковых автомобилей при 5 км/ч
Sp=0,5·0,5·1,382+0,333·0,072·1,383=0,56 м.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 5 км/ч
Sp=0,5·0,76·1,382+0,333·0,2·1,383=0,96 м.
Для легковых автомобилей при 10 км/ч Sp=3,33 м.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 10 км/ч Sp=6,8 м.
Для легковых автомобилей при 15 км/ч Sp=8,22 м.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 15 км/ч Sp=26,5 м.
Для легковых автомобилей при 20 км/ч Sp=30,4 м.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 20 км/ч Sp=74,9 м.
В городе при проезде регулируемых перекрестков значительное влияние на
характер и способ торможения оказывает работа светофорной сигнализации. Так,
если в момент загорания запрещающего сигнала светофора автомобиль находится
вблизи перекрестка, то его торможение может быть интенсивным, вплоть до экстренного. В то же время водитель автомобиля, находящегося значительно дальше от
перекрестка, применяет рабочее торможение или торможение накатом. Такое многообразие способов торможения и факторов, влияющих на тормозную динамичность
автомобилей, затрудняет численное определение характеристик торможения. С
уменьшением скорости замедления снижается. Корреляционное уравнение, описывающее зависимость:
tТ   (v)0,5
где
 - параметр, значения которого можно принимать равными 3,75 для легковых
автомобилей и 5,7 для грузовых автомобилей.
Для легковых автомобилей при 14,4 км/ч
tТ =3,75·40,5 =7,5 с.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 14,4 км/ч
tТ =5,7·40,5 =11,4 с.
Для легковых автомобилей при 28,8 км/ч tТ =10,6 с.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 28,8 км/ч tТ =16,1 с.
Для легковых автомобилей при 43,2 км/ч tТ =12,9 с.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 43,2 км/ч tТ =19,7 с.
Для легковых автомобилей при 57,6 км/ч tТ =15 с.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 57,6 км/ч tТ =22,8 с.
102
№3
2002
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
Эта зависимость применима при скорости движения в момент начала торможения 8-18 м/с.
Путь торможения до полной остановки в зависимости от скорости в момент
начала торможения SТ  0,333 (v)1,5
Для легковых автомобилей при 57,6 км/ч SТ =79,92 м.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 57,6 км/ч SТ =121,48 м.
Для легковых автомобилей при 43,2 км/ч SТ =51,9 м.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 43,2 км/ч SТ =78,9 м.
Для легковых автомобилей при 28,8 км/ч SТ =28,2 м.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 28,8 км/ч SТ =42,9 м.
Для легковых автомобилей при 14,4 км/ч SТ =9,9 м.
Для грузовых автомобилей и автобусов при 14,4 км/ч SТ =15,2 м.
В практических расчетах при определении числа автомобилей, задерживающихся у изолированного перекрестка со светофорным регулированием, используют
известную в теории транспортных потоков формулу:
 oj  (1  1 ) /(1  y j )
где
 oj - доля автомобилей, задерживающихся у перекрестка; j – эффективная
доля j-й фазы в цикле регулирования; yj – фазовый коэффициент j-й фазы регулирования.
Подставляя заданные значения  oj =0,27.
Значения
 j  t эф / Т Ц
y j  N j / M нj
где
tэфj – эффективная длительность зеленой фазы с учетом стартовых потерь, с;
ТЦ - длительность цикла светофорного регулирования, с; Nj – интенсивность
движения, авт/с; Мнj – поток насыщения, авт/с.
Поток насыщения для одной полосы движения определяется из значений
среднего интервала времени между автомобилями
1
Мнj =  ) .
 ,
с/авт, при разъезде очереди
Другой характеристикой разъезда очереди автомобилей является  тр –
средний интервал запаздывания, т.е. отрезок времени между моментами ирогания с
места предыдущего и последующего автомобилей в очереди в процессе ее ликвидации.
Обработка результатов проведенных экспериментов показало, что для средних
условий движения на перекрестке ( хорошее состояние покрытия) при проезде очереди в прямом направлении значения:
103
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
№3
2002
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
 ТР  1,2  0,4 Л
  3,45  1,15 Л
Л – доля легковых автомобилей в потоке.
При этом Мнj = -0,124 авт/с; j = 0,48; yj= -0,89.
Длина очереди lоч , состоящей из числа n0 остановленных автомобилей определенного типа, измеряемая от стоп линии до задних колес последнего автомобиля,
хорошо описывается корреляционной зависимостью (коэффициент детерминации
r2=0,94)
lОЧ  А(nO  1)  B
где
А,В - параметры, значения которых для однородной очереди, состоящей из
легковых, грузовых и крупногабаритных (грузовые с прицепами и полуприцепами, автобусы) автомобилей, соответственно равны 7,5 и 2,4; 11,0 и 3,6; 13,5
и 5,0;.
Для легковых автомобилей lоч=27м.
Для автобусов lоч=18,5м.
Для грузовых автомобилей lоч=17,4м.
Скорость движения – одна из основных характеристик транспортного потока,
существенным образом влияющая на эффективность использования автомобилей в
городах. Кроме того, от скорости движения в значительной мере зависит степень
негативного воздействия автомобилей на окружающую среду (транспортный шум,
загазованность, ДТП). В связи с этим прогнозирование изменений скорости движения является важным условием при разработке мероприятий, направленных на повышение производительности автомобильного транспорта, совершенствование улично-дорожной сети и улучшение состояния окружающей среды городов.
Трудности, связанные с проведением натурных обследований, а также невозможность экспериментальной оценки скоростей движения на стадии проектирования
вызывают необходимость использования методов математического моделирования
как основного способа решения проблемы.
Многочисленные исследования, выполненные в нашей стране и за рубежом,
показали, что закономерность изменения средней скорости потока vП в зависимости
от интенсивности движения N при определенных условиях можно описать функцией
вида
vП  vСВ  К N
где
vСВ – скорость свободного движения автомобилей в определенных дорожных
условиях; , К - комплексные коэффициенты, учитывающие состав потока и
изменение дорожных условий.
Средняя скорость движения легковых автомобилей ( vл) или грузовых автомобилей и автобусов (vГ), движущихся совместно в общем, потоке, вычисляется:
104
№3
2002
ÒÅÕÍÈÊÀËÛ² ±ÛËÛÌÄÀÐ
ÒÅÕÍÈ×ÅÑÊÈÅ ÍÀÓÊÈ
vЛ  1  0,24(1   Л )(1  Z )vП
v Г  1  0,24 Л (1  Z )v П
При этом vл =51,48 км/ч;
vГ =40 км/ч;
Литература
1.
2.
3.
Александров В.Ю., Кузубаев Е.П., Яблокова Е.П. Экологические проблемы автомобильного транспорта. Новосибирск, 1995. С.113.
Банников А.Г. и др. Основы экологии и охрана окружающей среды окружающей
среды. 3-е изд. М.: Колос, 1996. С.486.
Новиков Ю.В., Голубев И.Р. Окружающая среда и транспорт. М.: Транспорт,
1987. С.207.
Таразский Государственный университет им. М.Х.Дулати,
Тараз
ÒÀÐÀÇ ²ÀËÀÑÛÍÛ³ Ê´ËIÊ À±ÛÍÛÍÄÀ±Û
ÀÂÒÎÊ´ËIÊÒÅÐÄI³ ²ÎDZÀËÛÑ ÐÅÒÒIËIÃIÍ ÇÅÐÒÒÅÓ
Òåõí.¹ûë.äîêò.
Òåõí.¹ûë.êàíä.
Ì.Ñàõû
È.Ñ.Òiëåãåíîâ
Í.Ì.°áçåëáåêòåãi
Á½ë æ½ìûñòà ¸ðò¾ðëi ìàðêàëû àâòîê¼ëiêòåðäi» ºîç¹àëûñ ðåòòiëiãií çåðòòåó
í¸òèæåëåði æ¸íå ¾äåó-æûëäàìäûºòû» áið áà¹ûòòûëûº åìåñ ò¸óåëäiëiãiíi» àíàëèòèêàëûº
åñåïòåói êåëòiðiëãåí. Ýêñïåðèìåíò í¸òèæåëåðií ¼»äåëóiìåí àâòîê¼ëiê ºîç¹àëûñû ðåòòiëiãiíi»
íåãiçãi ê¼ðñåòêiøòåði àíûºòàë¹àí. ²îç¹àëûñ æûëäàìäû¹ûíû» ¼çãåðiëóií æîðàìàëäàó ºîðøà¹àí
òàáè¹è
îðòàíû»
æà¹äàéûí
æ¸íå
æîë-ê¼øå
òîðàáûí
æàºñàðòó¹à,
àâòîê¼ëiêòåðäi
òàñûìàëäàó ¼íiìäiëiãií àðòòûðó¹à áà¹ûòòàë¹àí øàðàëàðäû» íåãiçãi áîëàòûíäû¹û àéºûíäàë¹àí.
105