Совершенствование рессорного подвешивания грузовых вагонов для повышения осевых нагрузок тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.22.07, кандидат наук Гусев Артем Владимирович

• Гусев Артем Владимирович
• кандидат наук
• 2018

Оглавление диссертации кандидат наук Гусев Артем Владимирович

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА. ОБЗОР РАБОТ, ПОСТАНОВКА ЦЕЛИ И ЗАДАЧ, ВЫБОР МЕТОДОВ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Обзор исследований по совершенствованию ходовых частей грузовых вагонов

1.2 Тележки грузовых вагонов с повышенной осевой нагрузкой

1.3 Классификация систем рессорного подвешивания тележек грузовых вагонов

1.3.1 Применяемые упругие элементы в рессорном подвешивании

1.3.2 Рессорные комплекты и их конструктивные особенности

1.3.3 Классификация рессорных комплектов по виду вертикальной силовой характеристики

1.3.4 Фрикционные гасители колебаний и их характеристики

1.3.5 Механические свойства материала пружин рессорного подвешивания после упрочнения

1.4 Подходы к расчету пружин и методы их моделирования

1.5 Постановка цели и задач исследования, выбор методов их решения

ГЛАВА 2. УТОЧНЕНИЕ ДИНАМИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ВАГОНА И

РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ ИССЛЕДОВАНИЯ ХАРАКТЕРИСТИК РЕССОРНОГО ПОДВЕШИВАНИЯ

2.1 Динамическая модель движения вагона в программном комплексе МБВУЫА для расчета показателей воздействия вагона на путь

2.2 Методика расчета показателей воздействия вагона на путь с использованием динамического моделирования

2.3 Конечно-элементная модель для исследования устойчивости пружин при сжатии

2.4 Методика установления допустимого значения коэффициента конструктивного запаса прогиба пружин рессорного подвешивания

2.4.1 Методика расчета коэффициента конструктивного запаса прогиба применительно к комплектам пружин с нелинейной вертикальной силовой характеристикой

2.4.2 Учет завышения и занижения фрикционных клиньев и допусков на геометрические размеры пружин

2.4.3 Расчет вероятности смыкания витков пружин и назначение минимально допустимого значения коэффициента конструктивного запаса прогиба рессорного подвешивания

2.5 Выводы

ГЛАВА 3. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ РЕССОРНОГО ПОДВЕШИВАНИЯ ГРУЗОВЫХ ВАГОНОВ

3.1 Выбор прогиба и коэффициента относительного трения рессорного подвешивания для тележки с осевой нагрузкой 27 тс по условиям не превышения нормативов воздействия вагона на путь

3.1.1 Исследование влияния характеристик подвешивания на параметры, определяющие воздействие вагона на путь

3.1.2 Выбор характеристик подвешивания, обеспечивающих нормативные показатели воздействия на путь

3.2 Выбор коэффициента конструктивного запаса прогиба пружин рессорного подвешивания с нелинейной вертикальной силовой характеристикой

3.2.1 Режим движения вагона по рельсовому пути

3.2.2 Режимы соударения при маневровых работах и на сортировочных горках

3.3 Разработка рессорного подвешивания по условиям соответствия установленным характеристикам

3.3.1 Определение параметров пружин рессорного подвешивания

3.3.2 Расчет вертикальной силовой характеристики, коэффициентов конструктивного запаса прогиба и относительного трения подвешивания

3.3.3 Расчет жесткости на забегание боковых рам

115

3.4 Расчет пружин на статическую прочность и сопротивление усталости

3.4.1 Расчет пружин на статическую прочность

3.4.2 Расчет пружин на сопротивление усталости

3.5 Расчет устойчивости пружин при сжатии

3.6 Выводы

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ОПРЕДЕЛЕНИЮ

СВОЙСТВ МАТЕРИАЛОВ, ПРОВЕРКЕ ХАРАКТЕРИСТИК РАЗРАБОТАННОГО РЕССОРНОГО ПОДВЕШИВАНИЯ

4.1 Определение механических характеристик стали (модуль сдвига, предел пропорциональности, текучести и прочности)

4.1.1 Испытание прутков на кручение

4.1.2 Статические испытания пружин рессорного подвешивания

4.1.3 Статические испытания специальных пружин

4.2 Комплексные испытания разработанного рессорного подвешивания

4.2.1 Проверка прочностных свойств и устойчивости пружин по результатам статических испытаний

4.2.2 Испытания пружин на циклическую долговечность

4.3 Ходовые динамические испытания вагона на тележках с разработанным рессорным подвешиванием и его воздействие на путь

4.3.1 Методика проведения испытаний

4.3.2 Оценка показателей ходовых качеств и воздействия вагона на путь по результатам испытаний и динамического моделирования

4.3.3 Подконтрольная эксплуатация полувагонов, укомплектованных тележками

4.4 Выводы

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

ВВЕДЕНИЕ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Совершенствование рессорного подвешивания грузовых вагонов для повышения осевых нагрузок»

Актуальность темы исследования.

Министерством промышленности и торговли Российской Федерации подготовлена и в настоящее время реализуется программа «Развитие тяжеловесного движения на железнодорожном транспорте» (Минпромторг, 2013 г.), которая предусматривает создание тяжеловесных грузовых вагонов с осевой нагрузкой до 27 тс и конструкционной скоростью 100 км/ч. Это будет способствовать увеличению грузоподъёмности вагона и массы поезда, что положительно повлияет на провозную способность железнодорожной сети в целом. Однако, выбор максимально допустимой осевой нагрузки и увеличение грузоподъемности вагона не только определяет его технико-экономические характеристики, но и влияет на динамические качества вагона и его воздействие на путь, которое, в первую очередь, характеризуется эквивалентными напряжениями на основной площадке земляного полотна и динамической погонной нагрузкой.

Типовая конструкция пути ОАО «РЖД», в соответствии с нормами содержания, допускает возможность эксплуатации тяжеловесных вагонов (осевая нагрузка свыше 25 тс) при выполнении условия непревышения показателей воздействия подвижного состава на путь по нормативной документации. Так, сравнительными исследованиями, проведенными российскими учеными, эксплуатационных показателей широко применяемой тележки 18-100 (23,5 тс/ось) и тележки нового поколения 18-9855 (25 тс/ось) обоснована возможность и эффективность повышения осевой нагрузки до 25 тс/ось, а также определено влияние конкретных параметров и характеристик рессорного подвешивания на воздействие вагона на путь, позволившее установить, что за счет реализации оптимальных параметров подвешивания при увеличении осевой нагрузки до 25 тс возможно обеспечить показатели воздействия на путь не выше, чем у типовой тележки 18-100 с осевой нагрузкой 23,5 тс. В то же время, задачи, относящиеся к установлению рациональных характеристик подвешивания применительно к вагонам с осевой нагрузкой 27 тс, а также вопросы, связанные с прочностью,

устойчивостью и безопасностью работы упругих элементов в рессорном комплекте, недостаточно проработаны.

В связи с этим, поставленные в диссертационной работе задачи по совершенствованию рессорного подвешивания на основе комплексных подходов к расчету и уточнению предельных значений его характеристик с целью улучшения показателей динамических качеств вагона и снижения воздействия его на путь, а также научного обоснования возможности эксплуатации грузовых вагонов с осевой нагрузкой до 27 тс на типовых конструкциях железнодорожного пути без его усиления являются актуальными.

Целью диссертационной работы является научное обоснование силовой и демпфирующей характеристик, а также конструктивного исполнения рессорного подвешивания трехэлементных тележек для грузовых вагонов с повышенной до 27 тс осевой нагрузкой, обеспечивающего нормативные показатели воздействия на типовые конструкции железнодорожного пути.

Научная новизна работы заключается в следующем:

- уточнены методика и динамические компьютерные модели для расчетного исследования воздействия грузового вагона на железнодорожный путь, отличающиеся различными вариантами задания характеристик рессорного подвешивания;

- на основании проведенных исследований влияния параметров центрального рессорного подвешивания на динамические качества вагона и воздействие его на путь установлены их рациональные значения, обеспечивающие возможность повышения осевых нагрузок без ухудшения динамических качеств подвижного состава и нормативное воздействие его на путь;

- по условиям соответствия заданным характеристикам подвешивания предложена рациональная схема компоновки рессорного комплекта и его кусочно -линейная вертикальная силовая характеристика, новизна которых подтверждена патентом № 160055 [135];

- разработана методика комплексной оценки устойчивости пружины с применением метода конечных элементов, в которой учтены условия опирания пружины в рессорном подвешивании грузового вагона;

- разработана методика и определена минимально допустимая величина коэффициента конструктивного запаса прогиба рессорного подвешивания применительно к нелинейным рессорным комплектам тележек грузовых вагонов.

Практическая значимость работы.

1. Установлены диапазоны значений основных характеристик рессорного подвешивания тележки с осевой нагрузкой 27 тс (расчетный статический прогиб, разность полных статических прогибов груженого и порожнего вагона, коэффициент относительного трения), обеспечивающие улучшение динамических качеств вагона и нормативное воздействие его на путь.

2. Разработанная методика оценки устойчивости пружин с применением метода конечных элементов позволила снять имеющиеся ограничения на увеличение высоты пружин и их прогиба, что необходимо для снижения воздействия вагона на путь при его колебаниях.

3. Разработанная методика установления минимально допустимого значения коэффициента конструктивного запаса прогиба рессорного подвешивания применительно к тележкам с нелинейным рессорным комплектом подтвердила его допустимое значение, которое позволяет снять ограничение на увеличение статического прогиба рессорного подвешивания и обеспечить улучшение показателей динамических качеств вагона.

4. Разработано рессорное подвешивание, примененное в тележках модели 18-6863, изготавливаемых АО «ТВСЗ» и устанавливаемых под грузовые вагоны разных типов с осевой нагрузкой 27 тс.

Положения, выносимые на защиту:

1. Установление рациональных характеристик рессорного подвешивания для тележки с повышенной до 27 тс осевой нагрузкой с целью обеспечения

непревышения допускаемых значений показателей динамических качеств вагона и воздействия его на путь.

2. Методика и результат обоснования минимально допустимого значения коэффициента конструктивного запаса прогиба рессорного подвешивания применительно к нелинейным рессорным комплектам.

3. Методика оценки устойчивости пружин рессорного подвешивания с применением метода конечных элементов с учетом условий закрепления пружины в рессорном подвешивании грузового вагона.

4. Результаты разработки и комплексных испытаний рессорного подвешивания, использованного для создания тележки 18-6863 с осевой нагрузкой 27 тс, в которой реализованы научно обоснованные конструктивные решения, подтверждающие достоверность проведенных исследований.

Достоверность результатов исследования в части установления рациональных характеристик подвешивания для улучшения показателей динамических качеств вагона с повышенной осевой нагрузкой до 27 тс и снижения воздействия его на путь, а также минимально допустимого значения коэффициента конструктивного запаса прогиба подвешивания подтверждается результатами применения апробированных методов компьютерного динамического моделирования движения вагонов, ходовых динамических и по воздействию на путь испытаний, выполненных по стандартизованным методикам. Достоверность методики оценки устойчивости пружины подтверждена положительными результатами статических испытаний пружин до смыкания рабочих витков и их динамическими испытаниями под действием циклической нагрузки.

Реализация результатов работы.

Результаты исследований использованы при создании на АО «ТВСЗ» (Тихвинский вагоностроительный завод) тележки модели 18-6863, предназначенной для грузовых вагонов с осевой нагрузкой 27 тс.

Апробация работы.

Основные результаты диссертации были доложены на научно-технических конференциях: «Транспорт: проблемы, идеи, перспективы» (г. Санкт-Петербург, ПГУПС, Неделя науки, 2015-2017 гг.); «Подвижной состав XXI века (идеи, требования, проекты)» (г. Санкт-Петербург, ПГУПС, 2015 г., 2016 г., 2017 г. и 2018 г.); «Жизненный цикл пружин подвижного состава железнодорожного транспорта. Современные методы повышения эксплуатационного срока» (г. Белорецк, ООО «Уральский Пружинный Завод», 2015 г., 2017 г.); «Компьютерное моделирование в железнодорожном транспорте: динамика, прочность, износ» (г. Брянск, БГТУ, 2016 г.).

Публикации.

Основные положения диссертационной работы и научные результаты опубликованы в 11 печатных работах, из них 4 в ведущих рецензируемых научных журналах, включенных в Перечень изданий, рекомендованных ВАК РФ для публикации результатов диссертационных работ; на разработанную конструкцию рессорного комплекта тележки грузового вагона получен патент РФ на полезную модель.

Структура и объем работы.

Диссертационная работа включает в себя введение, четыре главы, заключение, и изложена на 169 страницах машинописного текста, содержит 43 таблицы и 69 рисунков. Список использованных источников насчитывает 198 наименований.

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА. ОБЗОР РАБОТ, ПОСТАНОВКА ЦЕЛИ И ЗАДАЧ, ВЫБОР МЕТОДОВ ИССЛЕДОВАНИЯ

Для определения направлений дальнейшего совершенствования ходовых частей грузовых вагонов в данной главе проведен обзор научных исследований, раскрывающих состояние дел в области проектирования трехэлементных тележек грузовых вагонов и обозначена проблема увеличения воздействия на путь вагона с ростом осевой нагрузки, решение которой может быть найдено с помощью установления рациональных параметров подвешивания. С этой целью в данном разделе приведен анализ конструктивных особенностей рессорного подвешивания, включающего в себя пружинный комплект и фрикционные гасители колебаний, и разработана классификация рессорных комплектов по виду вертикальной силовой характеристики.

1.1 Обзор исследований по совершенствованию ходовых частей грузовых вагонов

Бурное развитие промышленности и машиностроения, изменяющиеся требования к безопасности и качеству перевозок, все возрастающий спрос на перевозки на всем протяжении XX века вдохновляли новаторов и ученых железнодорожной отрасли к новым конструктивным предложениям и разработкам в области проектирования грузовых вагонов и их ходовых частей.

В настоящее время в условиях жесткой конкуренции и глобальной технической интеграции в России и за рубежом, а также прогрессивного технического развития, предъявляющего новые требования к качеству и безопасности перевозочного процесса, научным транспортным центрам и заводам приходится решать актуальные задачи по улучшению технико-экономических параметров вагонов и осуществлять поиск перспективных конструктивных схем тележек, отвечающих современным тенденциям развития железнодорожной отрасли.

Одобренная министерством промышленности и торговли Российской Федерации в 2013 году программа "Развитие тяжеловесного движения на

железнодорожном транспорте" [124] предполагает создание грузовых вагонов с повышенной осевой нагрузкой до 27 тс и допускаемой скоростью движения 100 км/ч, которые, предварительно, планируется запустить в эксплуатацию на выделенных тяжеловесных маршрутах без модернизации путевой инфраструктуры. Необходимо отметить, что увеличение осевой нагрузки может привести к накоплению повреждений верхнего строения пути, поэтому на начальном этапе проектирования ходовых частей важное место занимает оценка влияния параметров грузовых тележек на воздействие на путь.

В последнее время все чаще применяется термин «инновация», что означает «обновление», однако в современной трактовке этим словом характеризуется внедренное новшество, обеспечивающее качественный рост эффективности процессов или продукции, которая востребована на рынке [159]. К главным параметрам инновационных вагонов относятся расчетное значение осевой нагрузки 25 тс и более, а также увеличенный на 20 - 30% объем кузова вагона по сравнению с эксплуатируемыми типовыми вагонами. В 1975 году Уралвагонзаводом были изготовлены первые полувагоны с осевой нагрузкой 25 тс и был предпринят эксперимент по внедрению вагонов с увеличенной осевой нагрузкой. Однако, масштабного изменения параметров вагонов, как и широкого обсуждения результатов испытаний не произошло, видимо, из-за неудовлетворительных результатов. Тем не менее, с 1976 года на отечественных железных дорогах наметилась тенденция к постепенному увеличению осевой нагрузки. Так, в 1976 году проектная нагрузка 21 тс была увеличена до 22 тс, в 1977 году - до 23 тс, а позднее, в 1981 году, и до 23,5 тс. С 2010 года активно внедряются в эксплуатацию вагоны на тележках, предназначенных для осевой нагрузки 25 тс. Особенности конструктивной реализации тележки с осевой нагрузкой 27 тс рассмотрены в данной научно-исследовательской работе.

Для определения дальнейших путей совершенствования конструкции тележек грузовых вагонов с целью повышения осевой нагрузки при обеспечении непревышения показателями динамических качеств и воздействия на путь нормативных значений необходим анализ уже проведенных исследований научно-

производственными организациями по проблемам улучшения конструкции ходовых частей, взаимодействия экипажа и пути, а также безопасности движения вагона в целом.

Вопросами динамики подвижного состава и совершенствования ходовых частей занимались отечественные ученые Анисимов П.С., Блохин Е.П., Бороненко Ю.П., Вершинский С.В., Дудкин Е.П., Кудрявцев Н.Н., Лазарян В.А., Левков Г.В., Лукин В.В., Ромен Ю.С., Соколов М.М., Ушкалов В.Ф., Шадур Л.А. и другие, которыми предложены решения различных проблем статической и динамической нагруженности железнодорожного подвижного состава [3, 14, 15, 27, 55, 76, 81, 83, 86, 136, 149, 150, 157, 179]. Оценка влияния показателей динамических качеств, а также конструктивных особенностей тележки и пути на безопасность движения приведена в работах Демина Ю.В., Савоськина А.Н., Черкашина Ю.М., Левинзона М.А. и Погорелова Д.Ю. [51, 141, 170, 171, 172].

В процессе движения вагона по различным участкам железнодорожного пути в зависимости от его загруженности и типа ходовых частей возникают колебания в вертикальной и горизонтальной плоскостях, которые оказывают существенное влияния на устойчивость движения вагона и динамическое воздействие на путь. Исследованиям в данной области посвящены работы Бороненко Ю.П., Кальницкого Л.А., Ковалева Н.А., Львова А.А., Орловой А.М., Попова А.А [21, 23, 66, 71, 87, 122].

При разработке тележки с повышенной осевой нагрузкой необходимо учитывать рост воздействия вагона на путь и стремиться в этом случае с помощью конструктивной модернизации ходовых частей к качественному улучшению взаимодействия подвижного состава и пути. Подобные исследования нашли отражение в работах Бороненко Ю.П., Вериго М.Ф., Глушко М.И., Данилова В.Н., Дановича В.Д., Дудкина Е.П., Кондрашова В.М., Львова А.А., Меделя В.Б., Орловой А.М., Ромена Ю.С., Тихова М.С., Холодецкого А.А., Шеффеля Г. [20, 26, 29, 45, 47, 55, 72, 88, 93, 113, 137, 138, 161, 180].

С увеличением осевых нагрузок и скоростей движения важное значение приобретает поперечная динамика и контакт гребня колеса и рельса. Теоретические

и экспериментальные исследования Лазаряна В.А., Тибилова Т.А., Хохлова А.А., Де Патера А., Жоли Р., Шеффеля Г. и многих других ученых свидетельствуют о том, что неустойчивое прямолинейное движение (виляние) и наличие пространственных упруго диссипативных связей влияет на горизонтальную динамику вагонов [59, 80, 155, 162, 181, 188]. При этом, отмечено, что повышение скоростей движения влияет на возрастание поперечных сил, поэтому с целью исключения виляния могут использоваться дополнительные межосевые (диагональные) связи. Впервые предложенные Шеффелем Г межосевые связи позволяют также разрешить противоречие между устойчивостью движения вагона на прямом участке пути и способностью обеспечивать радиальную установку колесных пар при вписывании в кривые малого радиуса, способствуя тем самым снижению износов колес и рельсов, что становится важным при повышенных осевых нагрузках и (или) скоростях движения. Однако, в результате исследования Рудаковой Е.А. [139], которое посвящено разработке классификации и анализу конструкций и параметров межосевых связей тележек на динамические качества грузовых вагонов с повышенными осевыми нагрузками, было установлено, что конструктивная схема трехэлементной тележки с горизонтально-упругой рамой при рациональных параметрах позволяет обеспечить необходимый запас устойчивости (движение без виляния) для конструкционной скорости до 120 км/ч включительно без применения дополнительных межосевых связей с сохранением способности обеспечивать малые углы набегания при вписывании в кривые, что позволит избежать усложнения конструкции трехэлементной тележки и упростить ее обслуживание в эксплуатации. Результаты исследований [3, 11, 51, 168] также свидетельствуют о том, что применение упругих элементов в буксовом узле позволит снизить вертикальные колебания обрессоренных частей вагона.

Из работ ученых Анисимова П.С., Бороненко Ю.П., Вершинского С.В., Григорьева Н.И., Захарова С.М., Королькова Е.П., Мащенко И.А., Мямлина С.В., Николаева В.А., Ромена Ю.С., Хохлова А.А., Цыганковой В.И. [3, 9, 16, 17, 18, 27, 43, 60, 73, 98, 99, 163, 166] следует, что ходовые качества и динамическое воздействие вагона на путь во многом определяются параметрами рессорного

подвешивания, установлением рациональных значений которых (уменьшение жесткости рессорного подвешивания и увеличение статического прогиба) можно достичь снижения уровня вертикальных колебаний. При этом, необходимо отметить, что выбор величины статического прогиба подвешивания ограничен эксплуатационными и конструктивными условиями, что также нашло отражения в нормативной документации [102].

Исследования Антипина Д.Я., Белоусова А.В., Двухглавова В.А., Коротенко М.Л., Львова А.А., Смольянинова А.В., Челнокова И.И. посвящены анализу видов рессорного подвешивания и установлению их характеристик для различных условий эксплуатации. Так, для обеспечения стабильных динамических качеств вагона при различных режимах загрузки, были предложены варианты рессорных комплектов повышенной гибкости с нелинейной вертикальной силовой характеристикой [6, 8, 49, 74, 82, 89, 167, 168].

Получение нужной конструкции или достижение определенных технических характеристик рессорного подвешивания довольно часто происходит методом многочисленных проб и ошибок. В условиях конкурентной борьбы и сжатых сроках программ технического перевооружения по созданию перспективного подвижного состава необходимы новые методы проектирования. Одним из таких методов служит математическое моделирования движения вагонов с последующим определением закономерности вероятностных характеристик колебаний и ускорений кузова вагона в зависимости от параметров системы и непрерывных неровностей пути, что позволяет оценить ходовые качества вагона и более детально изучить работу рессорного подвешивания.

В работах Ершовой Н.М. [57, 58] на основе аналитических методов решения дифференциальных уравнений колебаний вагона разработана методика определения характеристик рессорного подвешивания с различными ступенями и установления рациональных значений степеней демпфирования. С применением динамического моделирования и предложенной методики, основанной на алгоритме нахождения и оценки коэффициентов вертикальной динамики,

собственных значений устойчивости вагона, сокращаются сроки по доработке конструкции тележки.

Способы увеличения эффективности проектирования ходовых частей отражены также в работе Орловой А.М. [114], результаты исследований которой свидетельствуют о влиянии параметров и конструкции рессорного подвешивания на устойчивость движения и показатели динамических качеств грузовых вагонов.

Несмотря на большое количество работ в области вертикальных колебаний кузова вагона актуальным остается вопрос по выбору оптимальных параметров гасителей колебаний, от которых зависит характер колебательного процесса, способность поддерживать систему в устойчивом состоянии. Из анализа технической литературы следует, что наиболее перспективным является фрикционный гаситель колебаний, который позволяет обеспечить необходимый диапазон коэффициента относительного трения в различных режимах загрузки. Челноков И.И. был одним из первых ученых, кто наиболее полно описал работу клиновых гасителей колебаний в процессе движения вагона с учетом различных форм колебаний [167, 169]. Позже Анисимовым П.С. в работе [5] были детально рассмотрены вопросы, касающиеся скоростей движения фрикционного клина вверх и вниз при вертикальных колебаниях, степень влияния эффективности гасителя колебаний на воздействие вагона на путь, и обозначена проблема по раздельному гашению колебаний, как в вертикальном, так и в горизонтальном направлениях.

Важную роль занимает контроль износа пар трения во фрикционных гасителях колебаний, так как неравномерность металла и местные углубления могут стать причиной заклинивания и блокировки рессор, вызвав таким образом ударные воздействия со стороны кузова вагона на подвешивание и верхнее строение пути. Так, ученым Варгуниным В.И. проводились исследования по разработке высокоэффективного фрикционного гасителя колебаний с двухсторонним клином, улучшающим степень демпфирования и характер работы подвешивания вагона в порожнем состоянии [25].

Научные исследования Белоусова В.Н., Белоусова А.В., Бороненко Ю.П., Долматова А.А., Корнильева Е.А., Михайлова Н.В., Орловой А.М., Рудаковой Е.А., Соколова М.М. посвящены стабильности работы фрикционного гасителя колебаний, поиску его рациональных конструктивных исполнений (плоский, пространственный или раздельный клин), а также влиянию конфигурации клина на ходовые качества вагона и связанность элементов тележки в плане [8, 54, 96, 105, 106, 151, 185, 197].

Проведенный краткий обзор исследований, посвященных динамике подвижного состава и способам ее улучшения, показал, что наиболее перспективным направлением совершенствования ходовых частей с целью повышения осевых нагрузок и одновременным снижением воздействия вагона на путь является рессорное подвешивание. Ряд работ в данной области [3, 8, 56, 98, 139, 158] указывает на возможность улучшения динамических качеств и устойчивости вагона за счет конструктивных изменений ходовых частей (введение дополнительные межосевых (диагональных) связей, применение двойного подвешивания с различными схемами компоновки пружинных комплектов). В основном данные изменения приводят к усложнению конструкции и обслуживания ходовых частей в эксплуатации. При этом необходимо отметить, что обоснование рациональных параметров центрального рессорного подвешивания трехэлементных тележек для вагонов с осевой нагрузкой 27 тс и более до сих пор остается актуальным. В связи с этим, ниже будет более подробно рассмотрен анализ конструкций тележек для повышенных осевых нагрузок и характеристик подвешивания.

1.2 Тележки грузовых вагонов с повышенной осевой нагрузкой

К настоящему времени накоплен большой опыт проектирования грузовых вагонов, имеющих различные технико-экономические параметры, и ходовых частей. За рубежом (США, Канада, Австралия) уже давно эксплуатируются вагоны, укомплектованные тележками с расчетом на осевую нагрузку более 30 тс. В России важным критерием новой конструкции тележки с повышенной осевой нагрузкой является возможность ее эксплуатации на действующей инфраструктуре железных дорог без оказания сверхнормативного влияния на существующее верхнее строение пути, поскольку его модернизация для направлений тяжеловесного движения не предусмотрена. В связи с этим необходимо проанализировать отечественный и зарубежный опыт (США, Канада, страны западной Европы и Азия) проектирования и производства тележек с осевой нагрузкой 25 тс и выше, а также определить направления их дальнейшего совершенствования и выделить элементы ходовых частей, с помощью изменения параметров которых можно достичь улучшения эксплуатационных показателей вагона в целом: динамических качеств и воздействия на путь.

В таблице 1.1 приведены конструкции распространенных тележек ведущих фирм производителей, таких как НПК «Уралвагонзавод», «Тихвинский вагоностроительный завод», «Промтрактор-Вагон», «Рославльский вагоноремонтный завод», «Standard Car Truck Company», «Amsted Rail», «ASF -Keystone», «ABC - NACO», с соответствующим им рессорным подвешиванием.

Таблица 1.1 - Тележки грузовых вагонов и их рессорное подвешивание

Модель Производитель Количество пружин на одну боковую раму/буксу Конструкция тележки

Россия и Украина

Осевая нагрузка 25 тс

18-194-1 ОАО «НПК «Уралвагонзавод»

- - - - - -----

18-7033 ОАО «Крюковский вагоностроительный завод»

18-1711 ООО «ГСКБВ им. ЩьЩШ

18-1711-01 Бубнова» 7-ми пружинный рессорный комплект с билинейной вертикальной силовой характеристикой и фрикционным клиновым гасителем колебаний (плоский или пространственной конфигурации)

18-9750 ОАО «НВЦ «Вагоны» ':1

18-9800 ЗАО «Промтрактор-Вагон»

18-4129 ООО «София-Инвест» (ООО «Группа «Интер Кар Груп»)

Модель

Производитель

Количество пружин на одну боковую раму/буксу

Конструкция тележки

Россия и Украина

Осевая нагрузка 25 тс

18-9817 (Motion Control)

18-9836 (Motion Control)

18-9855 (Barber S-2-R)

ОАО «Дизельный завод» (ООО «Группа «Интер Кар Груп»)

АО «ТВСЗ»

9-ти пружинный рессорный комплект с кусочно-линейной вертикальной силовой характеристикой и фрикционным клиновым гасителем колебаний пространственной конфигурации

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Гусев Артем Владимирович, 2018 год

* / // //

У/ ,' Били нейная

Переходное со ч стояние у у

\ ✓ ✓

В; гон с минималь эасчетной массс НОИ й

у* Прогиб, мм

0 20 30 гр 40 5 > гр2 6С

1 гр1

Рисунок 1.9 -Расположение точек перелома на вертикальной силовой характеристике подвешивания

В переходном состоянии в зависимости от динамических колебаний вагона вертикальная жесткость рессорного комплекта изменяется в диапазоне величин, соответствующих минимальной расчетной массе вагона и режиму частичной загрузки, а полный статический прогиб подвешивания соответствует расчетному прогибу или превышает его значение. При этом, полный прогиб груженого вагона больше соответствующего расчетного прогиба.

Исследованиями [2, 8, 77] установлено, что в точке перелома характеристики может наблюдаться скачкообразное изменение коэффициента вертикальной динамики. Поэтому, рекомендуется выбирать величину разницы высот пружин в свободном состоянии, равную 1,5 от полного статического прогиба подвешивания порожнего вагона, из условия обеспечения выключения из работы укороченных пружин для вагона в порожнем режиме загрузки, создавая при этом необходимый запас на динамический прогиб. Необходимо отметить, что это особенно важно для вагонов с различной минимальной расчетной массой: 21 т (полувагоны и платформы) и 24,4 т (хопперы и цистерны).

На основании исследований в работе [8] было установлено, что применение нелинейной вертикальной силовой характеристики в рессорном подвешивании положительно влияет на динамические качества вагона. В результате автором было получено условие движения вагона в дорезонансной зоне колебаний, выполняемое при величине отношения вертикальных жесткостей билинейного рессорного подвешивания для груженого и порожнего вагона равной 1,5, и предложена оптимальная схема компоновки пружин в рессорном комплекте (таблица 1.3, №2.3 и №2.7).

На практике для трехэлементных тележек грузовых вагонов с клиновыми гасителями колебаний широкое распространение получило рессорное подвешивание, имеющее дополнительные точки перелома вертикальной силовой характеристики, которая получила название кусочно-линейной (таблица 1.3, № 3.1-3.6). При такой характеристике положение первой точки перелома (или первых двух) определяется необходимой величиной поджатия фрикционного клина для стабильного демпфирования вертикальных и горизонтальных колебаний кузова вагона, а также запаса на износ поверхностей трения клина. В этом случае, обычно, подклиновые пружины в свободном состоянии имеют большую высоту, чем пружины, устанавливаемые под надрессорной балкой. Кусочно-линейной вертикальной силовой характеристике также соответствуют частные случаи: переходное состояние и квазилинейная характеристика (таблица. 1.3, № 3.4-3.6).

Результаты исследований [8] свидетельствуют о положительных свойствах нелинейного (билинейного) рессорного подвешивания, к которым относятся: повышенный коэффициент устойчивости вагона от схода с рельсов (на 10..20%) при движении на прямом участке пути; достаточный запас устойчивости вагона при движении в составе поезда от выжимания продольными силами в кривых различного радиуса.

Для обеспечения нелинейной вертикальной силовой характеристики, повышенной гибкости подвешивания и необходимой степени поджатия фрикционных клиньев могут применятся различные комбинации пружин, отличающиеся высотой в свободном состоянии (таблица 1.3).

Для корректировки вертикальной силовой характеристики и увеличения запаса прогиба подвешивания груженого вагона в пружинном комплекте могут использоваться также комбинации разных типов пружин (таблица 1.3, .№2.1, №23.3): внутренняя пружина расположена в стакане (тележка ЦНИИ-х2); трехрядные пружины (тележка Barber S-2-HD).

Поиск способов улучшения ходовых качеств подвижного состава при движении в различных режимах загрузки привел к существенно новому для грузового вагона подвешиванию с параболической зависимостью (таблица 1.3, № 4.1-4.2), которая достигается применением пневморессор и упругих элементов с переменными параметрами и изменяющейся жесткостью в процессе нагружения [67, 168, 189]. Нелинейные упругие элементы (конические пружины и пружины с переменным межвитковым расстоянием) позволяют обеспечить рациональную величину жесткости только в окрестности прогиба, соответствующего фактической нагрузке. Так, например, с помощью мягкой силовой характеристики (таблица 1.3, №4.2) за счет высокой жесткости первой ступени обеспечивается устойчивость движения экипажа в прямой, а за счет сниженной жесткости второй ступени - плавное прохождение кривых. Однако, широкое распространение нелинейных упругих элементов ограничено сложностью их конструктивного исполнения и надежностью в эксплуатации.

Разработанная классификация рессорных комплектов позволила выделить варианты компоновок пружинных комплектов и особенности вертикальных силовых характеристик, обеспечивающих улучшенные свойства подвешивания в целом:

- анализ классификационных признаков показал, что нелинейной вертикальной силовой характеристике соответствуют отличающиеся вертикальные жесткости для порожнего и груженого вагона. При этом, на основании проведенных исследований [8] рекомендовано отношение жесткостей 1,5;

- положительные свойства работы рессорного подвешивания достигаются при кусочно-линейной вертикальной силовой характеристике, которая позволяет варьировать величины прогибов (полный статический и расчетный) и обеспечить необходимую степень поджатия фрикционных клиньев;

- кусочно-линейную вертикальную силовую характеристику возможно реализовать различными комбинациями пружин в рессорном комплекте (таблица 1.3, №3.1-3.6). Однако, для обеспечения рациональной степени демпфирования как порожнего, так и груженого вагона рекомендовано устанавливать под клинья двухрядные пружины одинаковой высоты [8]. Поэтому, для тележки с повышенной осевой нагрузкой до 27 тс в качестве приоритетных вариантов компоновки пружин установлены №3.1 и №3.2 в таблице 1.3.

В дальнейшем при расчете параметров рессорного подвешивания также учитывались: опыт российских ученых по проектированию трехэлементных тележек грузовых вагонов [82, 95] и методика конструирования центрального подвешивания с билинейной вертикальной силовой характеристикой и клиновым гасителем колебаний [19].

1.3.4 Фрикционные гасители колебаний и их характеристики

Система рессорного подвешивания трехэлементных тележек помимо упругих элементов включает в себя фрикционные гасители колебаний, которые обладают некоторыми особенностями: в нормальных условиях эксплуатации и при периодических ударных нагрузках, не превышающих определенных значений,

рессорный комплект не включается в работу. Такие системы гасителей колебаний при работе в дорезонансной зоне характеризуются отсутствием нарастания колебаний, тогда как в системах с вязким трением (гидравлический гаситель), такое нарастание колебаний происходит.

В рессорном подвешивании, в котором гашение колебаний реализуется за счет сил сухого трения, оценку величины силы трения проводят с помощью коэффициента относительного трения, определяемого отношением силы трения к статической нагрузке на рессорный комплект [54, 106, 167, 197].

Характеристика коэффициента относительного трения применима к вагону в целом, его рациональное значение зависит от эквивалентного прогиба (в случае нелинейной характеристики подвешивания от степени загрузки вагона), жесткости подвешивания и геометрических параметров фрикционного клина, которые подбирают из условия обеспечения стабильности фрикционного сопротивления [19, 146].

Клиновые демпферы в зависимости от производителя и модели тележки имеют различную конфигурацию (рисунок 1.10), а из анализа конструктивных особенностей фрикционных клиньев [105, 114] следует, что:

- для исключения поворота надрессорной балки относительно фрикционного гасителя ширина наклонной поверхности клина устанавливается близкой к ширине вертикальной поверхности (рисунок 1.10, а) или больше (рисунок 1.10, в);

- длина клина в направлении движения вагона уменьшена для снижения крутящего момента, возникающего при движении клина;

- поверхность контакта клина с надрессорной балкой имеет угол наклона в диапазоне 50..60 градусов, чтобы обеспечить достаточную степень прижатия его к боковой раме;

- конструкция клина может быть составная (рисунок 1.10, б) или иметь пространственную конфигурацию (рисунок 1.10, в, г) для предотвращения забегания боковых рам.

Геометрические параметры клина пространственной конфигурации (угол наклонной поверхности, ширина вертикальной поверхности) существенное влияние оказывают не только на коэффициент относительного трения, но и на характеристики тележки в плане, к которым относятся жесткость в поперечном направлении и сопротивление тележки относительному продольному перемещению боковых рам (жесткость на «забегание»), что необходимо учитывать при проектировании рессорного подвешивания.

а б в г

Рисунок 1.10 - Конструкция фрикционных клиньев тележек

а) 18-100, АО НПК «Уралвагонзавод»; б) 18-9855, АО «ТВСЗ» («Barber») в) Motion Control, Amsted Rail; г) 18-1711-01, ООО «ГСКБВ им. Бубнова В.М.»

На основе анализа работы фрикционных клиньев тележки 18-100 [9] следует, что в груженом режиме вагона возникает избыточное трение, в результате чего наблюдаются прогибы пружин подвешивания на пути удовлетворительного состояния только при скоростях движения, больших 60 км/ч. При меньших скоростях рессорное подвешивание не снижает силы, возникающие в процессе движения колес по неровностям пути и передаваемые на кузов вагона. Вместе с тем, в порожнем режиме трение недостаточно, что приводит к нарастанию амплитуд колебаний в области резонансных частот внешних воздействий. Поэтому, при проектировании тележки с повышенной осевой нагрузкой необходимо определить рациональное значение коэффициента относительного трения для порожнего и груженого режимов загрузки вагона.

В результате исследований [8] установлено, что при использовании типового фрикционного клина, применяемого в тележках 18-100, отношение коэффициентов относительного трения для порожнего и груженого ^гр режимов загрузки должно составлять:

Уп _ /гр ^0п ~ 2 (11)

Фгр /п

где /гр, /П - полные статические прогибы подвешивания вагона для груженого и порожнего режимов загрузки соответственно;

^0п, ^0гр - среднеквадратическое отклонение (СКО) периодических неровностей, найденное для диапазона длин волн, соответствующих груженому и порожнему режимам загрузки вагона соответственно.

Увеличение в порожнем режиме относительного трения, создаваемого фрикционным гасителем колебаний до величины, достаточной для гашения колебаний в области резонансных частот внешних воздействий, может привести к излишнему трению в груженом состоянии вагона и заклиниванию рессор. Поэтому решением данной проблемы является увеличение статического прогиба порожнего вагона путем уменьшения жесткости подвешивания, что может быть достигнуто с помощью применения двухрежимного (билинейного или кусочно-линейного) рессорного комплекта. Исходя из выражения (1.1), необходимая величина отношения количества трения в порожнем режиме к его значению в груженом уменьшается до 1,5.

Подобного результата можно достичь применением под надрессорной балкой комплектов наружной и внутренней пружин с разной высотой в свободном состоянии, а под фрикционными клиньями - с одинаковой высотой. В этом случае можно руководствоваться выражением:

гр

^ = ^=1,5, (1.2)

да сп 4 '

^гр Ссум

где СгРм, Спум - суммарная жесткость пружин подвешивания в груженом и порожнем режимах соответственно.

1.3.5 Механические свойства материала пружин рессорного подвешивания после упрочнения

Ограничением для проектирования улучшенного рессорного подвешивания являются механические свойства материала пружин, для повышения которых применяют различные методы упрочнения: закалка и отпуск, дробеметная (дробеструйная) обработка, заневоливание и термомеханическая обработка. Известны также и другие способы повышения прочности и увеличения долговечности пружин, которые нашли отражение в трудах ученых Остроумова В.П., Лавриненко Ю.А., Редькина Л.М., Шаврина О.И., Фадеева В.В., Соломатова М.Г., Заседателева С.М., Бабичева А.П., Землянушновой Н.Ю. и др. [24, 61, 62, 63, 79, 115, 130].

В тележках 18-9855 производства АО «ТВСЗ» применяются пружины из стали марки 60С2ХФА с высокотемпературной термомеханической обработкой (ВТМО).

Результаты исследований Редькина Л.М., Шаврина О.И. [133, 175] показали, что в результате применения ВТМО улучшается субструктура металла и, как следствие, повышаются механические свойства стали, позволяющие обеспечить заданную долговечность пружин.

Большинство исследований по влиянию ВТМО на прочностные характеристики стали пружин были проведены российскими учеными во главе с Шавриным О.И. на базе ИжГТУ имени М. Т. Калашникова [65, 134, 174, 176, 177]. На основании проведенных работ получены авторские свидетельства [116, 117] на технологию производства пружин с использованием способа ВТМО для повышения качества и долговечности пружин.

Параметры пружины (устойчивость, жесткость и прочность) определяются обоснованностью принятия двух общих характеристик свойств материала проволоки: допускаемых касательных напряжений и модуля сдвига (О) [7]. Необходимо отметить, что по этим двум общим характеристикам в настоящее

время нет единообразия даже для пружинных сталей, которые упрочнены термической обработкой.

В Нормах [102] приводится значение модуля сдвига материала проволоки 80 ГПа (при этом не указана марка пружинной стали). В технической литературе рекомендованы различные данные по О проволоки пружинной стали:

- 77 ГПа (сталь 60С2ХФА) в «Стали и сплавы. Марочник» [153];

- 78,5 ГПа (не указана марка пружинной стали) в ГОСТ 13765-86 [35].

Неправильный выбор модуля сдвига при расчете является одной из основных

причин затруднений, встречающихся в производстве при навивке пружин, и значительных остаточных деформаций, получаемых при первом же обжатии пружин до соприкосновения витков.

Существует и противоречие между пределом текучести по касательным напряжениям сдвига для пружинной проволоки с термическим упрочнением и допускаемыми напряжениями. Так, в Нормах [102] допускаемые напряжения среза для первого расчетного режима (основное требование - не допустить появление остаточных деформаций) составляют не менее 750 МПа и 1000 МПа для стали 55С2 и 60С2ХФА соответственно. В Нормах более ранней редакции 1983 г. [101] приведены допускаемые касательные напряжения среза не менее 750 МПа и 1050 МПа для стали 55С2 и 60С2ХФА соответственно только для третьего расчетного режима (основное требование - не допустить усталостного разрушения детали).

В связи с тем, что ВТМО является перспективным методом упрочнения пружин, но при этом механические свойства упрочненных пружин исследованы недостаточно, в диссертационной работе рассмотрены способы определения механических свойств материала пружин с ВТМО в процессе навивки и уточнены их значения.

1.4 Подходы к расчету пружин и методы их моделирования

При возрастающих требованиях к безопасности и увеличенному сроку эксплуатации упругих элементов, особенно в подвешивании вагонов с повышенной осевой нагрузкой, возникает необходимость в современных и более точных методах расчета пружин. Поэтому, для совершенствования рессорного подвешивания тележек грузовых вагонов необходимо не только уточнить механические свойства материала пружин, но и также использовать уточненные методы расчета их характеристик: жесткости, прочности и запаса устойчивости.

Большой вклад в развитие теории упругих элементов внесли отечественные ученые Бидерман В.Л., Землянушнова Н.Ю., Карпунин В.А., Коновалов А.А., Лавриненко Ю.А., Малинин Н.Н., Полищук Д.Ф., Пономарев С.Д., Хвингия М.В., Шаврин О.И., Шапиро Е.А., и др [61, 63, 70, 79, 121, 160, 178].

Жесткость пружин. Расчет жесткости цилиндрических пружин является основной составляющей методик проектирования рессорного подвешивания [19, 140, 182].

При расчете вертикальной жесткости цилиндрической винтовой пружины используются различные формулы определения осадки упругого элемента, F, выведенные методами из теории упругости [7, 119]:

- универсальная формула Лекарно (L. Lecomu), учитывающая деформации кручения, сжатия и сдвига:

г. тт?т /32 cos2 а , 64 sin2 а , 4 cos2 а , 4sin2a\ ... „ч

F = (--—I---—I--г^Н--тт); (1.3)

0 V Grná4 Grc^d2 ЯяК^2/ V '

- расчетная формула Перри (J. Perry), учитывающая только деформацию кручения и изгиба, но пренебрегающая влиянием деформации сжатия и сдвига:

ът-Лт /32 cos2 а , 64 sin2 а\ , т . ~ / 2 1 \ „

F = Pß2L(-— +-—) + 16Mß0Lsin2a(-----); (1.4)

0 V Gmá4 Яяй4 У 0 Vtfmá4 GnW' v J

- формула Цахариуса (L. Zacharias), учитывающая только деформацию кручения:

F = p^2L (3200^ i 64S^); (1

0 V Grná4 Яяй4 У' v J

общеизвестная формула Рело (F. Reuleaux), учитывающая только деформацию кручения и пренебрегающая углом подъема витков пружины:

F = PR2L6-^. (1.6)

В формулах (1.7) - (1.10) приняты следующие обозначения:

d, D, n, ,i, а - в соответствии с ГОСТ 1452-2011 [32];

F - осадка, линейная деформация пружины;

Р - осевая нагрузка пружины;

R0 - средний радиус пружины;

М - момент, действующий на пружину;

G - модуль упругости при сдвиге;

Е - модуль упругости при растяжении (модуль Юнга);

L - длина проволоки (заготовки для одной пружины):

£ = п£п_. (1.7)

cosa

В выражении Лекарно (1.3) первый член в скобках определяет влияние скручивающего момента, т.е. деформацию кручения, второй член отвечает за изгибающий момент (деформация изгиба), третий - за поперечную силу (деформация сдвига), четвертый определяет влияние нормальной силы (деформация сжатия).

С точки зрения ученого F. Reuleaux наибольшее влияние на линейную деформацию оказывает крутящий момент, поэтому формула Рело отбрасывает другие члены выражения Лекарно. На практике применение той или иной формулы зависит от необходимой степени точности получения результата, на которую также существенное влияние оказывают отклонения геометрических параметров пружины.

Существует также ряд формул, которые, вводя в формулу Рело поправочный коэффициент, пытаются учесть угол подъема витков пружины, кривизну и влияние поперечной силы [7, 100].

Несмотря на все разнообразие, расхождение между значениями, вычисленными по этим формулам, при значениях угла подъема винтовой линии

витков а = 5..7° и индекса пружины i = 4..6 (соответствует пружинам рессорного подвешивания) не превышает 2 %. Существенные различия возникают при а > 10° и i > 6.

Если учесть многочисленные допущения, которые делали авторы при выводе указанных выше формул, неточности в размерах пружины (d, D, n), допускающиеся техническими условиями при приемке, и некоторую неопределенность в выборе цифровых значений для модулей Е и G, известных обычно для проволоки, но меняющихся в процессе изготовления пружины, то становится ясным, что применение при расчетах простейшей формулы Рело вполне допустимо. Именно из выражения, полученного преобразованием формулы Рело, определяется вертикальная жесткость пружины согласно ГОСТ 13765-86 [35] и ASTM A155-96 [183]:

d4

Св = G-^-. (1.8)

в 8D3n v '

Прочность пружин. Ученым Пономаревым С.Д. написаны три крупных монографии [119, 120, 121], в которых представлены методы расчета на прочность пружин, разработанные на основе прикладной теории упругости и пластичности, приведены сведения о материалах для упругих элементов и способах их изготовления. В указанных работах установлено, что цилиндрическую пружину на начальном этапе расчета можно представить в виде бруса, ось которого определяется тремя независимыми параметрами: диаметр образующего цилиндра (средний диаметр пружины), угол подъема оси винтового бруса, длину оси рабочей части винтового бруса (длина по рабочим виткам пружины). Данное упрощение в последующих работах применялось Чернышевым Н.А., Макушиным В.М., Голевым Р.В., Хвингией М.В. при исследованиях потери устойчивости пружины [30, 90, 160].

В работах Карпунина В.А. и Коновалова А.А. [69, 70] предлагаются энергетический, волновой и уточненный волновой методы расчета пружин на прочность, а также расчет упругих элементов на заданную долговечность с заданной вероятностью неразрушения с помощью номограмм, построенных по

экспериментальным данным усталостных испытаний пружин. На основании проведенных исследований авторами установлено, что в основу расчета пружин на долговечность может быть положен новый критерий сопротивления усталости -ресурс работоспособности материала, являющийся более общей характеристикой усталостного разрушения металлов, чем предел усталости.

Одним из современных, динамично развивающихся и наиболее широко распространенных на практике методов расчета конструкций на прочность при статических и динамических воздействиях является метод конечных элементов (МКЭ) [30, 68, 173, 195].

При использовании МКЭ конструкция разбивается на множество простых подобластей геометрической формы (конечных элементов), которые в последствии соединяются между собой в узловых точках. Для этих элементов аналитическими методами получаются точные или приближенные решения уравнений, описывающих их напряженно-деформированное состояние [1] и в последствии объединенных в системы уравнений, характеризующих конструкцию в целом. Выбор типа, формы элемента и числа его узловых точек зависит от характера рассматриваемой задачи и от точности, которую требуется обеспечить.

Для решений алгебраических или дифференциальных уравнений различного порядка используются современные компьютерные станции и программные комплексы, включающие в себя набор решателей: NASTRAN, ANSYS, MARK, DINA, ЛИРА и т.д. Одним из таких программных пакетов является «NX» [46], который представляет собой одну из самых популярных систем автоматизации задач разработки и производства изделий, используемой практически во всех отраслях промышленности. Данный программный комплекс позволяет на начальном этапе произвести моделирование конструкции с заданием геометрических размеров, и в дальнейшем осуществить конечно-элементный анализ ее прочностных свойств при заданных режимах нагружения.

Выбор пружин рессорного подвешивания. Для оценки прочности аналитически вначале определяют геометрические параметры пружин. После

задания жесткости каждого отдельного упругого элемента определяют диаметр прутка наружной пружины согласно выражению:

Я = (1.9)

где I - индекс пружины;

й - диаметр прутка пружины.

Для цилиндрической винтовой пружины индекс пружины должен быть не менее 4..5, иначе влияние кривизны прутка сильно увеличивает напряжение на внутреннем волокне. Также при малых отношениях О/ё возникают большие затруднения при навивке пружины [121].

На следующем этапе, с учетом полученных значений жесткости и диаметров, определяют рабочее число витков пружины:

п = , (1.10)

где £ - модуль сдвига;

Б - средний диаметр пружины; С - вертикальная жесткость пружины;

ф - коэффициент, значение которого определяется по формуле

3

Ф=1--Аг. (1.11)

^ 16ч2 4 '

При этом, если I > 5, то следует принимать ф = 1.

Аналогичным способом вычисляют приведенные выше параметры для внутренних пружин с последующим контролем величины радиального зазора между внутренней и наружной пружинами 5:

"ар в"утр

5= вн ""—, (1.12)

где £внр - внутренний диаметр наружной пружины;

- наружный диаметр внутренней пружины. Для стабильной упругой характеристики величину радиального зазора следует принимать в диапазоне 3..5 мм [192].

Шаг витков, и угол подъема винтовой линии, а, влияют на наличие остаточной деформации пружины и ее сопротивление усталости. Из условия

обеспечения сопротивления усталости пружины угол подъема винтовой линии должен быть не более 9° [120]. Угол подъема винтовой линии определяется по формуле

а = агсЬд-^, (113)

где t - шаг витков пружины вычисляется по формуле

г = (1.14)

п 47

где 10 - высота пружины в свободном состоянии; п - число рабочих витков пружины.

Высота пружины при полном сжатии (до соприкосновения рабочих витков) определяется из выражения [7]

1сж = (п + 1)•(!. (1.15)

После определения геометрических параметров пружин необходимо оценить их прочность и долговечность.

В соответствии с Нормами [102] оценка прочностных свойств элементов проводится по первому расчетному режиму из условия непревышения допускаемых касательных напряжений в витках

?тах ^ М. (1.16)

Значения предельных напряжений (предел текучести и прочности) для марок сталей 55С2 и 60С2ХФА, применяемых в настоящее время при производстве пружин, приведены в ГОСТ 14959-2017 [36].

При расчете спроектированных пружин на усталостную прочность рекомендуется руководствоваться расчетными формулами, приведенными в ГОСТ 32208-2013 [37]. Алгоритм расчета на сопротивление усталости также подробно изложен в ГОСТ 34093-2017 (раздел 13 «Правила расчета цилиндрических пружин с круглым поперечным сечением витка») [40].

При получении неудовлетворительных результатов по критерию прочности и долговечности пружин уточняют их геометрические параметры.

Устойчивость пружин. Одной из важнейших характеристик конструкции, наряду со статической и динамической прочностью, является устойчивость, под

которой понимается способность функционального элемента возвращаться в исходное состояние после снятия нагрузки или в процессе нагружения сохранять работоспособность с заданными свойствами. Если конструкция переходит в состояние отличное от первоначального или рабочего диапазона смещений, то стоит говорить о потере устойчивости. Состояния, которые предшествуют потере устойчивости, называются критическими, а поведение конструкции (функционального элемента) после потери устойчивости - закритическим.

В соответствии с проведенными исследованиями [12] поведение конструкции при переходе в закритическое состояние может быть трех видов:

- аналогично поведению сжатого стержня конструкция характеризуется единственной формой устойчивого равновесия до появления критического состояния, после которого система переходит в закритическое и возникают смежные формы устойчивого равновесия (рисунок 1.11, а);

- у конструкции возникают новые формы равновесия, не смежные с исходной (рисунок 1.11, б);

- при переходе в закритическое состояние конструкция характеризуется отсутствием форм равновесия и переходит в состояние движения. Ось приложенной к телу нагрузки будет в этом случает смещаться в зависимости от движения конструкции (рисунок 1.11 , в).

а

б

в

Рисунок 1.11 - Поведение конструкции при переходе в закритическое состояние: а) формы равновесия на примере стержня; б) формы равновесия на примере мембраны; в) следящая нагрузка при отсутствии форм равновесия

Появление у пружины неустойчивого состояния возможно не только в упругой зоне нагружения, но и при напряжениях, превышающих предел пропорциональности (упругости) (рисунок 1.12) [121]. При этом могут возникать различные неустойчивые формы, количество которых соответствует числу степеней свободы системы. Каждая форма потери устойчивости характеризуется величиной критической нагрузки.

Для нормальной работы пружины потеря устойчивости недопустима, так как при этом ее упругая характеристика искажается, запас прочности уменьшается, а если пружина является двухрядной, то появляется нежелательное касание внутренней и наружной пружин. Это в свою очередь сопровождается увеличением жесткости подвешивания в процессе колебаний, возникновением высокочастотной составляющей, которая воспринимается перевозимым грузом и снижением запаса прочности пружин (особенно это существенно для наружных пружин, что связано с ослаблением сечения прутка).

В Нормах [102] приведены рекомендации по отношению высоты пружины в свободном состоянии (/0) к ее среднему диаметру (О) не более 1,75 и 3,5 для шарнирного и жесткого закрепления опорных витков пружины, при этом предельное отношение определяется по формуле

Рисунок 1.12 - Формы потери устойчивости пружины

(1.17)

где ^ - коэффициент, зависящий от характера закрепления опорных витков пружины;

ß - коэффициент Пуассона.

Необходимо отметить, что рекомендуемые допускаемые значения отношения высоты пружины в свободном состоянии к ее среднему диаметру 1,75 и 3,5 в Нормах [102] приведены после примечания о необходимости учета достаточного запаса устойчивости пружин, связанного со сложной эксплуатационной нагруженностью пружин в рессорном подвешивании грузовых вагонов.

В технической литературе почти все известные работы, посвященные вопросам устойчивости пружин сжатия, основаны на идее применения в расчетах эквивалентного бруса [30].

Результаты исследований E. Хурльбринка и Р. Граммеля (1910 г. и 1924 г.) позволили установить, что эквивалентный брус может терять устойчивость только при определенных соотношениях l0 и D [191, 192].

В 1925 году C. Биецено и И. Кохом был указан основной недостаток проведенных работ, который заключался в отсутствии учета на пружину поперечной силы [184]. В 1938 году, результаты исследований предшественников по определению устойчивости пружин обобщил в своей книге инженер Пономарев С.Д. [119].

В исследованиях Чернышева Н.А. [173] в 1946 году пружина рассматривалась уже в виде бруса двоякой кривизны с винтовой геометрической осью, а не заменялась эквивалентным прямым брусом. В результате своего сложного и интересного исследования Чернышев Н.А. пришел к результатам, которые в некотором роде явились также обобщением результатов всех предшествующих работ [107].

Согласно исследованиям ученого Макушина В.М [90], проведенным в 1950 г., было получено выражение

где Лкрит - критическая осадка пружины;

Вп = Е • 1п- жесткость изгиба проволоки относительно главной центральной оси, перпендикулярной к оси пружины, 1п - момент инерции относительно главной центральной оси п;

Въ = Е • /ь - жесткость изгиба проволоки относительно главной центральной оси, параллельной оси пружины, 1Ъ - момент инерции относительно главной центральной оси Ь;

С = С • 1Р - жесткость кручения проволоки, 1Р - полярный момент инерции; Б - средний диаметр пружины;

1/'П1 - параметр закрепления торцевых витков пружины (табл. 1.4).

Таблица 1.4 - Значения коэффициента 1/^ для пружины с различными граничными условиями

Граничные условия Значение коэффициента 1/Ц1

Нижнее основание пружины жестко закреплено, верхнее свободно п2/4 (2,46)

Оба основания пружины имеют шарнирное закрепление п2(9,87)

Нижнее основание пружины имеет жесткое закрепление, верхнее - шарнирное 20,19

Оба основания пружины имеет жесткое закрепление 4п2 (39,44)

Формулу (1.18) можно преобразовать в следующий вид

Л-крит _ г

= *>1

10

(1.19)

где ^ и & - коэффициенты, зависящие только от соотношений между жесткостями изгиба (Вп и Вь) и кручения проволоки (С), определяются по формулам

1

<120> (121)

Для пружин из проволоки круглого сечения Вп=Вь=В= Е • 1Ъ отношение = 1 + М, откуда С=-^. После преобразований формула (1.19) принимает

вид

Якриг = 0,813 lo

1 - 11 --0,696(-)2

Л1 Vi

(1.22)

Значение отношения высоты пружины в свободном состоянии к ее среднему диаметру, при котором Л,крит из действительной величины становится мнимой, называется предельным значением и определяется по формуле Н.А. Чернышева [173]

АЛ = h^B,. (1.23)

V-'пр Л/ Vi l+C/ßn v '

Для пружин из проволоки круглого сечения формула (1.23) принимает вид

Wnp

2- 1

(1.24)

Vi

и является идентичной выражению, приведенному в Нормах [102].

При выполнении условия не превышения предельного значения отношения высоты пружины в свободном состоянии к ее среднему диаметру устойчивость пружины обеспечена.

Предельные отношения высоты пружины в свободном состоянии к ее среднему значению для различных случаев закрепления пружины приведены в таблице 1.5.

Таблица 1.5 - Предельное отношение высоты пружины в свободном состоянии к ее среднему значению

Граничные условия Предельное отношение lo/D

Нижнее основание пружины жестко закреплено, верхнее свободно 1,31

Оба основания пружины имеют шарнирное закрепление 2,62

Нижнее основание пружины имеет жесткое закрепление, верхнее - шарнирное 3,75

Оба основания пружины имеет жесткое закрепление 5,24

Анализ данных, приведенных в табл. 1.5, позволил установить, что аналитический метод расчета устойчивости пружины устанавливает менее жесткие требования к предельному отношению высоты пружины в свободном состоянии и ее среднего диаметра в сравнении с Нормами [102], как минимум в 1,5 раза:

- при шарнирном закреплении опорных витков: 2,62/1,5 = 1,75;

- при жестком закреплении опорных витков: 5,24/1,5 = 3,5.

Необходимо отметить, что при проектировании рессорного подвешивания с

увеличенным статическим прогибом могут возникнуть случаи, когда величина отношения высоты пружины в свободном состоянии к ее среднему диаметру отдельной пружины может не удовлетворять рекомендованному нормированному значению, установленному на основании аналитических исследований, при обеспечении пружиной условий прочности и сопротивления усталости. Поэтому актуальной становится задача совершенствования методов определения и уточнения устойчивости пружин при сжатии, т.е. применение современного подхода к расчету пружин на устойчивость - метода конечных элементов.

Решать задачу устойчивости конструкции методом конечных элементов можно в линейной и нелинейной постановках, последнее в свою очередь является более точным подходом, учитывающим различного рода нелинейности (геометрическая, изменение направления усилия), и применяется в основном для сложных конструкций. Для определения форм потери устойчивости цилиндрических пружин с линейной вертикальной силовой характеристикой в основном используют линейный метод.

Оценка устойчивости пружины методом конечных элементов заключается в решении характеристического уравнения и определении его собственных значений:

{Щ+ Л[^]} = {0}, (2.5)

где [Яа] - линейная матрица жесткости;

[Яд] - дифференциальная матрица жесткости;

X - собственное значение, соответствующее критической нагрузке на пружину, при которой происходит ее потеря устойчивости.

Как видно из уравнения (2.5) линейная задача устойчивости включает в себя процесс сложения линейной и дифференциальной матриц жесткости. В процессе пространственного нагружения пружины происходит перераспределение

напряжений (сжимающих и растягивающих), что характеризуется ослаблением или упрочнением линейной матрицы и аппроксимацией эффекта изменения жесткости пружины за счет дифференциальной матрицы жесткости [31].

При определении устойчивости параметр X является коэффициентом пропорциональности между нагрузкой, приложенной первоначально к пружине, и предельной нагрузкой, при которой возникают формы потери устойчивости.

Далее, в рамках диссертационной работы применен комплексный подход к оценке устойчивости пружины [107]: определение отношения высоты пружины в свободном состоянии к ее среднему диаметру и сравнение полученного значения с предельным согласно Нормам [102] и результатам аналитического исследования; применение метода конечных элементов для пружин, величина отношения /0 и О которых более 3,5, что превышает рекомендованное нормированное значение.

1.5 Постановка цели и задач исследования, выбор методов их решения

Проведенный обзор и анализ конструктивных исполнений тележек, вариантов рессорного подвешивания с зависящими от нагрузки гасителями колебаний и упругих элементов показал, что перспективным направлением для совершенствования трехэлементных тележек является применение рессорных комплектов с нелинейной вертикальной силовой характеристикой, включающих цилиндрические пружины в совокупности с фрикционными клиньями пространственной конфигурации.

С целью научного обоснования силовой и демпфирующей характеристик, а также конструктивного исполнения рессорного подвешивания трехэлементных тележек для грузовых вагонов с повышенной до 27 тс осевой нагрузкой, обеспечивающего нормативные показатели воздействия на типовые конструкции железнодорожного пути, поставлены следующие задачи, которые необходимо решить в диссертационной работе:

1. На основании динамического моделирования провести исследования по влиянию вертикальной жесткости и коэффициента относительного трения рессорного подвешивания с нелинейной вертикальной силовой характеристикой и фрикционным гасителем колебаний на взаимодействие грузового вагона и пути;

2. Определить рациональные значения характеристик рессорного подвешивания (расчетный статический прогиб, разность полных статических прогибов под порожним и груженым вагоном, коэффициент относительного трения) для вагона с осевой нагрузкой 27 тс, обеспечивающие соответствие показателей воздействия на путь требованиям ГОСТ Р 55050-2012 [41];

3. Разработать методику и определить минимально допустимое значение конструктивного запаса прогиба применительно к рессорным комплектам с нелинейной вертикальной силовой характеристикой;

4. Разработать методику комплексной оценки устойчивости пружины с применением метода конечных элементов;

5. Спроектировать пружины с необходимыми геометрическими параметрами и провести расчет рессорного комплекта по условиям соответствия установленным характеристикам: жесткости, прочности и устойчивости;

6. Провести испытания для определения и уточнения механических характеристик материала пружин после навивки (модуль сдвига, предел текучести и прочности);

7. Провести статические и усталостные испытания спроектированных пружин рессорного подвешивания для подтверждения их прочности, устойчивости и достаточного сопротивления усталости;

8. Провести ходовые динамические и по воздействию на путь испытания грузового вагона с расчетной статической осевой нагрузкой 27 тс для подтверждения соответствия показателей динамических качеств, воздействия на путь и запаса прогиба подвешивания действующим нормативам.

ГЛАВА 2. УТОЧНЕНИЕ ДИНАМИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ВАГОНА И РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ ИССЛЕДОВАНИЯ ХАРАКТЕРИСТИК РЕССОРНОГО ПОДВЕШИВАНИЯ

2.1 Динамическая модель движения вагона в программном комплексе MEDYNA для расчета показателей воздействия вагона на путь

Развитие вычислительной техники позволило более детально рассматривать и исследовать колебания движения рельсового экипажа на детальных нелинейных пространственных моделях. С помощью методов численного интегрирования возможно осуществить качественную и достоверную количественную оценку динамических качеств вагона. При этом, основные компоненты динамической модели (инерционные и геометрические параметры экипажа, рессорное подвешивание, контакт колеса с рельсом и т.д.) должны быть тщательно проработаны, что достигается с помощью апробированных специализированных программных комплексов, к которым относятся: «Универсальный механизм» (Россия, БГТУ), «MEDYNA» (Германия, ArgeCare), «SIMPACK» (Германия), «VAMPIRE» (Великобритания), NUCARS (США) [193].

В работе [114] разработана классификация и приведено описание математических моделей движения грузовых вагонов, согласно которой в зависимости от поставленной задачи по анализу конструктивных особенностей рельсового экипажа или влияния его параметров на динамические качества, устойчивость движения или критическую скорость создаются и уточняются фундаментальная модель, модель качественного поведения, функциональная или компонентно-ориентированная функциональная модели движения вагона.

В настоящей диссертационной работе анализ влияния параметров рессорного подвешивания на динамические качества вагона и воздействие на путь проводилось в программном комплексе MEDYNA [94] на основании заимствованной функциональной модели движения вагона (нелинейная математическая модель), разработанной учеными ПГУПСа [109]. Далее приведено

описание основных элементов, с помощью которых была смоделирована работа рессорного подвешивания.

В программном комплексе МЕОУЫЛ при разработке динамической модели идеализация грузового вагона достигается в представлении его совокупностью абсолютно твердых тел, соединенных силовыми или кинематическими связями. При этом учитывают только те элементы, которые вносят существенный вклад в его динамические характеристики.

При моделировании трехэлементной тележки динамическая модель должна учитывать упругие свойства подвешивания и характеристики клиновой системы с учетом ее пространственного нагружения.

Реализация указанных свойств при моделировании достигается разбиением рессорного подвешивания на несколько элементов связи: пружины подклиновые и под надрессорной балкой, связь клина с боковой рамой (рисунок 2.1).

Надрессорная балка (жестко соединенная с

надрессорноп балкой пружина

Рисунок 2.1 - Модель рессорного подвешивания с нелинейной вертикальной силовой

характеристикой

В программе МЕОУЫЛ уже предусмотрен набор силовых элементов для описания взаимодействия тел между собой. Так, пружины под надрессорной балкой задаются элементом №61, описывающим линейную жесткость в продольном и поперечном направлениях и угловую с учетом трех направлений для определенного режима загрузки вагона. При задании жесткости на поворот надрессорной балки вокруг вертикальной оси учитывается сопротивление тележки относительному продольному перемещению боковых рам.

Нелинейная силовая характеристика комплекта пружин под надрессорной балкой ) задается элементом №74 (рисунок 2.2).

Р/, н

Рисунок 2.2 - Характеристика элемента №74 для пружин под надрессорной балкой (2[ - прогиб в вертикальном направлении)

Описание работы фрикционного гасителя колебаний в программе осуществляется нелинейным элементом № 296 (рисунок 2.3), который позволяет не моделировать фрикционный клин отдельным телом и в совокупности с элементом № 61 характеризует работу подклиновых пружин. Взаимодействие клина с боковой рамой осуществляется элементом №13 (сферический шарнир), который разрешает или запрещает линейные и угловые перемещения в продольном, поперечном и вертикальном направлениях.

Для описания сил сухого трения в двух направлениях в элементе № 296 указывались жесткости связи на сжатие и на сдвиг (С0, С1), коэффициент трения на поверхности контакта (к), направления действия силы трения и силы прижатия (и0, Н) и т.д.

Рисунок 2.3 - Механическая схема элемента № 296, описывающая работу сил сухого трения в 2-х направлениях

Коэффициент относительного трения в рессорном подвешивании использовался для определения приведенного коэффициента трения между клином

и боковой рамой, реализующего зависимость силы трения от угла наклона клина и сжатия подклиновой пружины (элемент № 296).

При исследовании влияния характеристик подвешивания на динамические качества вагона, параметры подвешивания варьировались в диапазонах:

/Тр=51..102 мм (расчетный статический прогиб подвешивания);

/4=55..95 мм (разность полных статических прогибов для груженого и порожнего вагона);

- ^гр=0,07..0,20 (коэффициент относительного трения). Изменение вертикальной силовой характеристики рессорного комплекта проводилось путем внесения корректировок в элемент № 74, реализующий нелинейную характеристику жесткости пружин, расположенных под надрессорной балкой (рисунок 2.4).

Рисунок 2.4 - Варианты вертикальной силовой характеристики рессорного подвешивания Для проведения динамического моделирования за основу был взят универсальный полувагон (геометрические и инерционные параметры приведены в таблицах 2.1 - 2.2), укомплектованный трехэлементными тележками (параметры подвешивания приведены в табл. 2.3) [144]. Рассматривался груженый режим загрузки вагона, соответствующий осевой нагрузке 27 тс.

Создание динамической модели проводилось в следующей последовательности: выбраны твердые тела и задана их геометрия; описаны элементы связи, объединяющие твердые тела в единую систему, и заданы их направления.

Таблица 2.1 - Геометрические параметры полувагона

№ Наименование параметра Единица измерения Значение

1 База вагона м 8,66

2 База тележки 1,850

3 Поперечное расстояние между центрами рессорных комплектов 2,036

4 Поперечное расстояние между осями боковых скользунов 1,524

5 Высота центра масс кузова груженого вагона над УГР* 2,340

6 Высота центра масс боковой рамы тележки от оси КП** 0,072

7 Высота центра масс надрессорной балки тележки от оси КП 0,187

8 Радиус колес по кругу катания 0,475

9 Расстояние между кругами катания 1,580

* УГР - уровень верха головок рельсов; ** КП - колесная пара.

Таблица 2.2 - Инерционные параметры полувагона

Элемент вагона Масса, кг Главный центральный момент инерции, кгм2

для продольной оси для поперечной оси для вертикальной оси

Кузов груженый 97600 176820 1007600 991350

Боковая рама* 584 16 195 180

Надрессорная балка** 832 450,9 11,2 455

Колесная пара 1500 1300 170 1300

* учитывается 2/3 веса рессорного комплекта; ** учитывается 1/3 веса рессорного комплекта.

Таблица 2.3 - Параметры подвешивания для динамического моделирования

Параметр Единица измерения Значение

Пружины, расположенные под надрессорной балкой (на сторону)

Жесткость в продольном и поперечном направлении: МН/м 2,634

Характеристика в вертикальном направлении - нелинейная

Угловая жесткость на поворот вокруг продольной и поперечной оси МН-м/рад 0,062

Угловая жесткость на поворот надрессорной балки при «забегании» боковых рам: 4,12

Пружины, расположенные под клином (на одну)

Жесткость в продольном и поперечном направлении: МН/м 0,198

Жесткость в вертикальном направлении 0,290

Коэффициент трения на поверхности между клином и боковой рамой - 0,38

Угол наклона клина к горизонтали градусы 55

При оценке воздействия вагона на путь в программном комплексе MEDYNA моделирование пути было выполнено в виде приведенных участков, которые расположены под каждой колесной парой. Участки пути представляют собой твердые тела (элемент подрельсового основания, объединяющий шпалы с балластом, и элемент рельса) с характеристиками, соответствующими погонным характеристикам рельсошпальной решетки, представленными в таблице 2.4. Каждый элемент подрельсового основания имеет три степени свободы, соответствующие боковому относу, подпрыгиванию и боковой качке, а элемент рельса - только две (без боковой качки).

Таблица 2.4 - Упруго-демпфирующие свойства пути

Параметр Единица измерения Значение

Для крепления рельса к шпале (на одну сторону)

Вертикальная жесткость МН/м 50

Горизонтальная (поперечная) жесткость 20

Вертикальный коэффициент вязкого трения МНс/м 0,80

Горизонтальный коэффициент вязкого трения 3,2

Для земляного полотна (на одну сто рону)

Вертикальная жесткость МН/м 97

Горизонтальная (поперечная) жесткость 20

Вертикальный коэффициент вязкого трения МНс/м 0,40

Горизонтальный коэффициент вязкого трения 0,35

Следует отметить, что указанные в таблице 2.4 характеристики пути основаны

на данных исследований характеристик пути 1960-70-х годов, они не соответствуют современной конструкции верхнего и нижнего строения пути (применение железобетонных шпал, прокладок повышенной упругости, увеличение толщины балластного слоя, наличие подбалластного защитного слоя и. т.п.), их правильность подтверждается только сходимостью результатов расчетов и ходовых динамических испытаний [44]. Данное заключение необходимо учитывать при сравнении результатов испытаний ходовых и по воздействию на путь с результатами динамического моделирования.

Временные реализации горизонтальных и вертикальных неровностей рельсовых нитей для пути среднего состояния были приняты по РД 32.68-96 (Приложение А п. А3) [132]. Для их соответствия ЦП-774 [165] неровности были

отмасштабированы (таблица 2.5) с целью не превышения отступлений II степени (масштабные коэффициенты для вертикальных неровностей составили: 0,769 для правой рельсовой нити и 0,606 для левой; для горизонтальных: -1 и 1 для правой и левой рельсовой нити соответственно).

Таблица 2.5 - Величины отступлений от номинальных значений

Параметр Отступление по

ширине колеи* уровню просадке левой просадке правой

Величина, мм 4,2/2,2 13,6 14,5 14,1

Степень (максимальное значение для данной степени, мм) 11/1 (6/8) II (16) II (15) II (15)

* Сужение/уширение колеи.

Несмотря на то, что отмасштабированные неровности по РД 32.68-96 соответствуют ЦП-774 они существенно отличаются от реальных неровностей с такой же степенью отступления, измеренных на скоростном испытательном полигоне ОАО «ВНИИЖТ» ст. Белореченская - ст. Майкоп (СИП) [44]. Пример числовых реализаций горизонтальных и вертикальных неровностей рельсовых нитей СИП в сравнении с неровностями по РД 32.68-96 приведен на рисунке 2.5.

а

б

1\ Л 1\Л

Л ннд Ш

штц гг иг ЩШ \1 иПУжИ^УШ

1 ; и

Рисунок 2.5 - Пример числовых реализации вертикальных (а) и горизонтальных (б) неровностей СИП (красные) в сравнении с неровностями по РД 32.68-96 (синие)

Сопоставление данных свидетельствует о расхождении неровностей по РД 32.68-96 с результатами СИП. На основании результатов динамического

моделирования [123] неровности по РД 32.68-96 обеспечивают наихудшие показатели динамических качеств, но в пределах нормативов (вплоть до конструкционной скорости) и могут быть использованы для выбора параметров подвешивания и проверки соответствия критической скорости. Однако, необходимо учитывать различие в неровностях при сравнении показателей ходовых качеств и воздействия вагона на путь, полученных из динамического моделирования и испытаний.

2.2 Методика расчета показателей воздействия вагона на путь с использованием динамического моделирования

В соответствии с ГОСТ Р 55050-2012 оценочными критериями воздействия вагона на путь являются семь показателей, два из которых: напряжения на основной площадке земляного полотна и динамическая погонная нагрузка определяют вертикальное воздействие вагона на путь и являются основным ограничением для увеличения осевой нагрузки.

Расчет динамической погонной нагрузки проводится по формуле, приведенной в ГОСТ Р 55050-2012, с учетом полученных величин коэффициента вертикальной динамики, обусловленного колебаниями подпрыгивания и галопирования.

При определении напряжений на основной площадке земляного полотна <гн ГОСТ Р 55050-2012 рекомендует воспользоваться Методикой ЦПТ 52/14 [164], включающей предлагаемый алгоритм расчета и аналитические формулы, которые были разработаны и подтверждены экспериментально в середине ХХ века для существующих тогда конструкций ходовых частей и пути. В связи с этим, расчетные характеристики представлены в системе (МКС), а не в принятой Международной системе единиц (СИ).

В соответствии с Методикой ЦПТ 52/14 при отсутствии экспериментальных данных значения коэффициента вертикальной динамики определяются аналитически по формуле

^ = 0,1 + 0,2-^- , (2.1)

/г

гр

где V - скорость движения, км/ч;

/грр - полный или расчетный (применительно к нелинейному рессорному подвешиванию) статический прогиб груженого вагона;

и используются для расчета напряжений на основной площадке земляного полотна, т.е. подставляются в формулу для расчета динамической максимальной нагрузки колеса на рельс от вертикальных колебаний обрессоренных частей вагона

Рртах = £д(Рст - 9), (2.2)

где Рст - статическая нагрузка от колеса на рельс, кг;

ц - отнесенный к колесу вес необрессоренных частей, кг. Последовательность расчета напряжений на основной площадке земляного полотна согласно Методике ЦПТ 52/14 приведена на рисунке 2.6 и состоит из семи этапов.

На рисунке 2.6 принято следующее обозначение:

Ррср - среднее значение динамической нагрузки колеса на рельс от вертикальных колебаний обрессоренных частей вагона, кг;

Рср - среднее значение вертикальной нагрузки колеса на рельс, кг; РД Г - динамическая максимальная нагрузка от колеса на рельс, кг; Я - нормирующий множитель, определяющий вероятность события, при вероятности 0,994 с учетом распределения Гаусса: Я = 2,5;

5 - среднее квадратичное отклонение вертикальной силы, действующей от колес вагона на рельсы, кг;

^экв - эквивалентная вертикальная динамическая нагрузка на рельс с учетом действия двух соседних осей тележки, кг;

^ - ордината линии влияния прогибов рельса в сечениях пути, расположенных под колесными нагрузками от осей экипажа, смежных с расчетной осью, м, определяется по формуле

^ = + (2.3)

где к - коэффициент относительной жесткости рельсового основания и рельса; /ш - расстояние между осями шпал;

<7Н13 - напряжения от воздействия, соответственно, первой и третьей шпал, лежащих по обе стороны от расчетной шпалы, кг/см2;

аУ12 - напряжения от воздействия второй (расчетной) шпалы в сечении пути под расчетным колесом, кг/см2.

гм 1Л h-1= =г

пз X X

Ч о н Ф

V кд = ОД+ 0,2-р > гр

jrniax _ q)

Ррср = 0,75Рртах

р = р + рС[) 1 Ср 1 СТ 1 1 р

ртах — Дин

рЧ — ртах „р ЭКБ '"ДИН ' Чг ср

- (°М

6) Динамическое моделирование

1) 2)

pll = p + pA™ 1 ЭКВ Б ~ Ч1 сp

- C°>ii +

Рисунок 2.6 - Особенности расчета показателей воздействия на путь по (а) Методике ЦПТ 52/14 и (б) с использованием динамического моделирования

Вариантом совершенствования существующей Методики ЦПТ-52/14 является использование динамической максимальной вертикальной силы Рв (с вероятностью 0,994), передаваемой от колеса вагона на рельс, и средней

г>дин

вертикальной нагрузки на путь Рср , полученных непосредственно по результатам динамического моделирования движения вагона (рисунок 2.6). При этом, средняя вертикальная нагрузка на путь вычисляется по полученным значениям вертикальных сил, как среднее арифметическое по двум рельсам, что учитывает динамические колебания вагона.

С использованием предлагаемого варианта расчета показателей воздействия на путь упрощается Методика ЦПТ-52/14 оценки напряжений на основной площадке земляного полотна, что позволяет проводить расчет в основном в два этапа (рисунок 2. 6, б).

Проведенные исследования [44] по расчету напряжений на основной площадке земляного полотна по Методике ЦПТ-52/14 и с учетом ее совершенствования показали, что значения ^ по усовершенствованной методике выше, чем по существующей на 10%, однако, они не превышают допускаемых по ГОСТ Р 55050-2012 значений. Такое расхождение, возможно, обусловлено определением динамической максимальной и средней нагрузок от колеса на рельс согласно Методике ЦПТ 52/14 косвенным методом по формулам, а не на прямую из результатов численного интегрирования.

Для расчета динамической погонной нагрузкой по результатам динамического моделирования коэффициент вертикальной динамики, обусловленный колебаниями подпрыгивания и галопирования, определяется по его полным значениям, как среднее арифметическое по левой и правой сторонам одной тележки.

Усовершенствованная методика определения динамической погонной нагрузки и напряжений на основной площадке земляного полотна использовалась при обработке результатов динамического моделирования вагона, укомплектованного тележками с осевой нагрузкой 27 тс.

2.3 Конечно-элементная модель для исследования устойчивости пружин при сжатии

Пружина при работе в системе рессорного подвешивания вагона подвержена пространственному нагружению, в связи с чем при расчете ее на устойчивость необходимо учитывать не только продольно-поперечный изгиб, но и условия закрепления пружин, близкие к реальным условиям эксплуатации. В первой главе было установлено, что критерии обеспечения устойчивости пружин по Нормам [102] и результатам аналитических расчетов отличаются. В связи с этим, для

уточненной оценки устойчивости пружин актуальным становится применение современного метода конечных элементов [107].

Построение модели потери устойчивости пружины проводилось в многофункциональном модуле конечно-элементного моделирования программного комплекса NX Advanced Simulation [31], основным конечно-элементным решателем которого является Nastran. Основу решателя для оценки устойчивости пружины и определения критических нагрузок составляет энергетический метод, заключающийся в анализе изменения потенциальной энергии системы при изменении форм равновесия.

Задача устойчивости пружины решалась в пределах ее упругой деформации в линейной постановке.

Для оценки устойчивости была выбрана пружина из рессорного комплекта, отношение высоты в свободном состоянии которой к ее среднему диаметру превышает рекомендуемое Нормами [102] значение: l0/D=3,8 (твердотельная геометрическая модель пружины приведена на рисунке 2.7). В зоне перехода опорного витка к рабочему была смоделирована переходная зона для обеспечения плавного перехода от плоского сечения к круглому при создании конечно-элементной (КЭ) модели и наложении сетки.

Переходная зона Рисунок 2.7 - Геометрическая модель пружины В процессе создания КЭ модели на пружину была нанесена пространственная твердотельная конечно-элементная сетка (рисунок 2.8).

На опорные витки была нанесена 3D тетраэдральная сетка с использованием 10-ти узловых и пирамидальных конечных элементов (размер элемента сетки 4 мм). На рабочие витки была нанесена 3D гексаэдральная сетка с использованием 8-ми узловых элементов (размер элемента сетки 1,95 мм). Для равномерного приложения нагрузки и обеспечения условий закрепления на верхнюю опорную поверхность пружины (взаимодействие с надрессорной балкой или фрикционным клином) была нанесена одномерная сетка Ш.

Рисунок 2.8 - Создание конечно-элементной модели с наложением разнотипной сетки: 1 - структурированная 3D гексаэдральная; 2 - 3D тетраэдральная; 3 - Ш соединение с

использованием одномерных элементов

Для разработанной КЭ модели были установлены условия нагружения, граничные условия, тип анализа и опции решателя (оценка устойчивости в линейной постановке).

Для реализации поведения пружины при моделировании, приближенного к реальным условиям ее работы в центральном рессорном подвешивании тележки, было установлено несколько вариантов граничных условий (рисунок 2.9).

а б в

Рисунок 2.9 - Граничные условия для пружины: а) заделка и шарнирное опирание; б) заделка и шарнирное опирание с приложением момента;