Влияние конструктивного эксцентриситета приложения продольных нагрузок на нагруженность рам вагонов-платформ для перевозки контейнеров тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.22.07, кандидат технических наук Тохчукова, Малика Рашидовна

• Тохчукова, Малика Рашидовна
• кандидат технических наук
• 2011

Оглавление диссертации кандидат технических наук Тохчукова, Малика Рашидовна

ВВЕДЕНИЕ.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА, ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ.

1.1 Классификация конструкций вагонов-платформ на основании обзора научно-технической информации.

1.2. Анализ применения различных конструктивных построений узлов вагонов-платформ.

1.3. Выводы на основании обзора мирового опыта по созданию конструкций вагонов-платформ.

1.4. Анализ методов расчета сварных соединений.

1.5. Выводы по главе. Цель работы, задачи и направления исследования.

2. РАСЧЕТ И АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ СИЛОВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ РАМ ВАГОНОВ-ПЛАТФОРМ. ОЦЕНКА СОПРОТИВЛЕНИЯ УСТАЛОСТИ.

2.1. Основные положения метода конечных элементов.

2.2. Расчет напряженно-деформированного состояния балок при действии квазистатических нагрузок.

2.3. Расчет напряженно-деформированного состояния балок при действии продольных инерционных сил.

2.4. Расчет сопротивления усталости.

2.5. Выводы по результатам расчета напряженно-деформированного состояния силовых элементов рам вагонов-платформ и оценки сопротивления усталости.

3. РАЗРАБОТКА ВАГОНА-ПЛАТФОРМЫ ДЛЯ ПЕРЕВОЗКИ КРУПНОТОННАЖНЫХ КОНТЕЙНЕРОВ.

3.1. Оценка прочности рамы вагона-платформы.

3.2. Оценка сопротивления усталости рамы вагона-платформы.

3.3. Определение показателей качества хода вагона.

3.4. Выводы по главе. сечения силовых элементов рамы относительно оси автосцепного устройства.

2. Созданы, на основе классификации, конечно-элементные модели силовых элементов рам вагонов-платформ различных вариантов исполнения, позволяющие на основе учета их геометрических, инерционных и жесткостных параметрах, а также задания реальных кинематических и силовых граничных условий, проводить анализ напряженно-деформированного состояния и выполнять сравнительную оценку показателей прочности и долговечности.

3. Получены зависимости показателей прочности и долговечности силовых элементов рам вагонов-платформ при различных вариантах расположения их конструктивного эксцентриситета.

Практическая значимость работы: проведённый в диссертационной работе анализ конструкций вагонов-платформ по расположению нейтральной оси поперечного сечения, расчёта напряженно-деформированного состояния силовых элементов рам вагонов-платформ различных вариантов исполнения, позволили разработать новую конструкцию хребтовой балки вагона-платформы для перевозки крупнотоннажных контейнеров. Разработанная автором конструкция позволяет снизить массу тары вагона-платформы по сравнению с существующими аналогами на 5,5 %, уменьшить трудоемкость и затраты на изготовление, а также добиться унификации при производстве.

Реализация результатов работы: результаты исследований использованы при создании вагона-платформы для перевозки крупнотоннажных контейнеров модели 13-9852. Отдельные положения и результаты работы используются при проведении научных исследований, выполнении дипломных работ, бакалаврских и магистерских диссертаций на кафедре «Вагоны и вагонное хозяйство» ПГУПС.

Апробация работы: основные результаты работы докладывались на VI и VII Международных научно-технических конференциях «Подвижной состав

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА, ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Классификация конструкций вагонов-платформ на основании обзора научно-технической информации

Настоящая классификация выполнена с целью анализа мирового опыта создания вагонов-платформ для перевозки контейнеров, а также изучения конструктивного исполнения силовых элементов рам вагонов-платформ.

Обзор конструкций вагонов-платформ производился по России, Украине, США, Канаде, Великобритании и странам континентальной Европы. Выбор этих стран был обусловлен их ведущей ролью в объеме интермодальных перевозок. Рассматривались конструкции вагонов-платформ ведущих фирм изготовителей, таких как ОАО «Днепровагонмаш», ОАО Рузхиммаш», ПО «Абаканвагонмаш», ОАО «Алтайвагон», ОАО «Трансмаш», ПАО «Крюковский вагоностроительный завод», ОАО «Стахановский вагоностроительный завод», ЗАО «Брянский машиностроительный завод», ОАО «ЗМК», ОАО «Азовмаш», ОАО «Уралвагонзавод», «Trinity Rail», «Thrall саг Company», «Ahaus-Alstätte Eisenbahn», «Kombiwaggon», «Costaferroviaria», «Canadian Pacific railway», «Trinity Ind», «Greenbrier», «Talgo Oy», «Arbel Fauvet Rail», «Fabryka Wagonow GNIEWCZYNA». Такое разнообразие стран и фирм позволило охватить весь спектр существующих конструкций вагонов-платформ.

Источниками информации для обзора по России и Украине служил альбом-справочник «Грузовые вагоны колеи 1520 мм» [2] как официальный документ, информирующий о применяемых конструкциях вагонов-платформ. По таким странам, как США, Канаде, Великобритания и странам континентальной Европы источником информации являлись официальные интернет-сайты ведущих фирм-изготовителей грузовых вагонов, которые позволили получить наиболее оперативную информацию по изготовляемым конструкциям вагонов-платформ.

При создании нового вагона-платформы для перевозки контейнеров, отвечающего заявленным техническим требованиям, необходимо решить комплекс проблем, связанных с выбором технического решения. При этом техническое решение должно отвечать мировому уровню развития вагоностроения, а также соответствовать перспективным требованиям, предъявляемым к интермодальному подвижному составу.

Для выбора перспективной конструктивной реализации вагона-платформы и определения его рациональных параметров необходимо опираться на мировой опыт в создании вагонов данного типа.

Предварительный анализ информации выявил основную проблему в мире: проблему снижения тары вагонов, так как её решение позволяет снизить затраты материалов на изготовление вагонов, сократить расходы в эксплуатации на перевозку тары вагонов и повысить их грузоподъемность в пределах допускаемой нагрузки от колесной пары на рельсы. Все это способствует увеличению провозной способности железных дорог. Снижения тары вагона при одновременном повышении грузоподъемности можно достигнуть в результате обеспечения более рациональной конструктивной формы вагона. При этом должны выполняться такие требования, предъявляемые к подвижному составу, как прочность и надежность.

Конструктивную форму вагона-платформы определяет конструкция хребтовой балки, характеризующаяся конструктивными эксцентриситетами: в! между нейтральной осью поперечного сечения балки в консольной ее части и осью автосцепного устройства, и конструктивным эксцентриситетом е2 между нейтральной осью поперечного сечения балки в ее центральной части и также осью автосцепного устройства (рисунок 1).

• наиболее разнообразен парк конструкций вагонов-платформ в США -около 31%; 35% парка приходится на континентальную Европу; 14% - на Украину; 8% - на Россию и 2% - на Великобританию;

• в Европе, Украине и России 48% вагонов-платформ имеют комбинированный тип конструкции кузова (с несущими хребтовой и боковыми балками); 30% вагонов-платформ - с кузовом без хребтовой балки; 9% приходится на конструкцию кузова с несущей хребтовой балкой.

• преобладающей в мировой практике конструкцией кузова является конструкция в виде балок переменного по высоте сечения с пониженной нейтральной осью поперечного сечения относительно оси автосцепного устройства (56%); 29% приходится на кузова колодцеобразной формы с пониженной нейтральной осью поперечного сечения относительно оси автосцепного устройства; по 4% - на кузова с опущенным полом и на кузова с балками переменного по высоте сечения с опущенным полом также с пониженной нейтральной осью поперечного сечения относительно оси автосцепного устройства;

• 36% всех вагонов-платформ имеют тару массой от 20 до 25 т; 33% -больше 25 т и 31% - меньше 20 т;

• размер по осям сцепления автосцепок у 44% всех вагонов-платформ составляет от 18 до 20 м; у 24% вагонов-платформ - от 15 до 18 м; у 16% - больше 20 м и у 16% - меньше 15 м;

• 42% всех вагонов-платформ имеют грузоподъемность больше 70 т; 40% вагонов-платформ - грузоподъемность меньше 60 т и 18% вагонов-платформ имеют грузоподъемность от 60 до 70 т.

Таким образом, можно сказать следующее, что для отечественного вагоностроения, учитывая низкий габарит погрузки российских железных дорог и передачу продольных усилий, осуществляющуюся через хребтовую балку, наиболее перспективной конструкцией вагонов-платформ для перевозки контейнеров является конструкция кузова с наличием несущей хребтовой балки. Поэтому в дальнейшей работе приведено исследование влияния конструктивного эксцентриситета на нагруженность таких силовых элементов рам вагонов-платформ, как хребтовая балка.

1.3. Выводы на основании обзора мирового опыта по созданию конструкций вагонов-платформ

Вагоны-платформы, рама которых состоит из несущих боковых балок и имеет низкоопушенную колодцеобразную форму, производятся и эксплуатируются на дорогах США, где размеры габарита подвижного состава позволяют перевозить контейнеры в два уровня. Большинство таких вагонов имеют грузоподъемность более 70 тонн. Наряду с 2-х ярусной перевозкой контейнеров в США широко применяются вагоны-платформы сочлененного типа, имеющие грузоподъемность не более 60 тонн.

В странах Европы низкий габарит не позволяет производить установку контейнеров в два яруса, поэтому в основном применяются вагоны-платформы в виде балок переменного по высоте сечения. Передача продольных нагрузок через буфера позволяет выполнять конструкции рам вагонов-платформ с несущими боковыми балками.

В России и на Украине центральное взаимодействие между вагонами определяет конструкцию рамы вагона-платформы преимущественно состоящей из балок переменного по высоте сечения с несущими хребтовой и боковыми балками с пониженной нейтральной осью поперечного сечения относительно оси автосцепного устройства. Так же как и в Европе, в России и на Украине производится перевозка контейнеров в один ярус из-за низкого габарита подвижного состава. соединений с целью изучения характеристик, определяющих их прочностные качества.

Метод В.А. Винокурова [9] построен на следующих допущениях: линейная механика разрушения; зависимость несущей способности шва только от разрушающей силы Р; зависимость силы Р от абсолютных размеров шва, его формы и глубины провара; разрушающее напряжение соответствует максимуму нагрузки; пластическая составляющая перемещений регистрируется при Рмах.

Целью метода является определение среднего разрушающего напряжения угловых швов где Р - разрушающая сила; а • / - минимальное сечение шва; / - длина шва.

Метод Г.А. Николаева [9, 38, 39] построен на таких допущениях, как: выполнимость гипотезы плоских сечений, линейность напряженного состояния; схематизированная зависимость предела текучести относительной упругой деформации на уровне предела текучести от температуры; модель идеально упругопластического тела, независимость теплофизических свойств металла от температуры в широком интервале температур; равномерность распределения температур, деформаций и напряжений по толщине пластины.

Целью метода является определение остаточных упругих деформаций в поперечном сечении стыкового сварного соединения. В расчете рассматриваются продольные деформации в поперечном сечении на двух стадиях - нагрева и в остаточном состоянии после охлаждения.

По методу Г.А. Николаева продольные волокна вблизи боковых кромок соединения являются растянутыми, а волокна, расположенные в более высоконагретой зоне за точкой пересечения линий е, и е"^ - сжатыми. В некоторой точке на удалении Ьп от оси шва упругие деформации сжатия достигают уровня предела текучести ет и остаются таковыми до точки Ь. Далее упругие деформации сжатия уменьшаются по линейному закону. Остаточные упругие деформации определяются по формуле ост £Т 'К

-- (2)

Предложенный метод позволяет определить все параметры для построения эпюры остаточных продольных упругих деформаций в поперечном сечении сварного шва.

В расчетном методе И.П. Трочуна [62] принимаются все допущения, что и в расчетном методе Г.А. Николаева, и дополнительно предполагается, что по ширине пластической зоны 2Ьп остаточные напряжения распределены равномерно и равны пределу текучести металла.

Условие равновесия внутренних продольных усилий в поперечном сечении соединения имеет вид где Рт - площадь'поперечного сечения пластической зоны;

7Р - продольные напряжения вне пластической зоны;

Е - площадь поперечного сечения соединения.

Расчетные параметры ар и ер напряженно-деформированного состояния представлены в виде . £Трип р р-Р ' р Р-Р пл пл

Данные зависимости дают возможность определения продольных напряжений и деформаций вне пластической зоны сварного соединения.

В настоящее время расчет на прочность вагонных конструкций производят в соответствии с «Нормами для расчета и проектирования вагонов железных дорог МПС колеи 1520 мм (несамоходных)» [40].

В [40] предусмотрена проверка прочности различных типов швов путем их расчета на растяжение-сжатие и срез. Оценка прочности стыкового шва на растяжение-сжатие производится по формулам м ^г 1 N ст = — <[<т] а = —.81паг<[а], (5) где N - расчетная продольная сила, действующая на соединение; к и / - расчетные высота и длина шва; а - угол между направлением продольной силы и швом; [ст] - допускаемое напряжение растяжения-сжатия для сварного шва.

Аналогично производится оценка стыкового соединения на срез т = — -cosa <[г], (6) п • I где [т] - допускаемое напряжение среза для сварного шва.

Проверка прочности стыкового шва в общем случае, при одновременном действии продольной и поперечной сил и изгибающих моментов, производится по формулам

N му М о = =-+ —- + —:

J^h-l Wy W:

Му М• г л (1\ где MиQ - продольная и поперечная силы в расчетном сечении шва; Му и М2 - изгибающие моменты в расчетном сечении шва; }¥у и - моменты сопротивления по шву на изгиб в соответствующей плоскости.

Аналогично производится оценка прочности нахлесточных и тавровых соединений. Расчет нахлесточных соединений ведется только на срез аналогично стыковому при действии поперечной силы.

Представленная методика расчета на прочность сварных соединений [40], достаточно точно позволяет определить напряженно-деформированное состояние сварных соединений, однако она, как и приведенные выше методики, не учитывает влияние конструктивного эксцентриситета приложения продольной силы.

При расчете сварных соединений, работающих в условиях циклических нагрузок, характерных эксплуатации вагонных конструкций, необходимо производить оценку сопротивления усталости согласно методике [40] по амплитудным значениям напряжений, где также необходимо учитывать влияние конструктивного эксцентриситета.

Таким образом, исходя из приведенного обзора, сварные соединения в дальнейшей работе рассчитаны на сопротивление усталости в соответствии с методикой [40] с уточненным определением напряжений в зонах расположения сварных швов с учетом влияния конструктивного эксцентриситета.

1.5. Выводы по главе. Цель работы, задачи и направления исследования

Выполненный обзор и анализ современного состояния вопроса позволяют сказать следующее: на сегодняшний день основная масса эксплуатируемых вагонов-платформ - вагоны с рамой в виде балок переменного по высоте сечения с пониженной нейтральной осью поперечного сечения относительно оси автосцепного устройства. Для вагонов такой конструкции применимы общепринятые отраслевые методы расчетов и, как показывает практика, проблем с эксплуатацией таких вагонов не возникает. В последние годы появились конструкции кузовов с совпадающей и повышенной нейтральными осями поперечного сечения относительно оси автосцепного устройства. Некоторые из них эксплуатируются успешно, но некоторые оказались и недостаточно прочными (вагон-платформа модели 13-9751 ОАО

Трансмаш»). Для таких вагонов также применимы общепринятые отраслевые методы расчетов, поэтому необходимо определить, как конструктивный эксцентриситет влияет на нагруженность рам вагонов-платформ.

Исходя из проведенного обзора и анализа полученных данных, определены цель, задачи и направления исследования.

Цель исследования.

Определение влияния конструктивного эксцентриситета на нагруженность рам вагонов-платформ.

Для реализации поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Составить расчетные схемы силовых элементов рам вагонов-платформ различных вариантов исполнения по критерию расположения конструктивного эксцентриситета, определить исходные данные и допущения методик расчета.

2. Разработать конечно-элементные модели расчета силовых элементов рам вагонов-платформ различных вариантов исполнения при помощи программных комплексов, учитывая современные достижения науки в области вагоностроения.

3. Произвести расчетные исследования силовых элементов рам вагонов-платформ различных вариантов исполнения и выполнить оценку полученных данных.

4. Выбрать вариант наименьшей нагруженности силовых элементов рам вагонов-платформ.

5. На основе выбранного варианта разработать конструкцию рамы вагона-платформы для перевозки крупнотоннажных контейнеров, составить расчетную схему, определить исходные данные и методики расчета.

6. Разработать конечно-элементную модель расчета рамы вагона-платформы при помощи программных комплексов.

7. Произвести расчетные исследования рамы вагона-платформы, определив показатели прочности и долговечности.

8. Сравнить полученные расчетные показатели с нормативными значениями.

9. Изготовить опытный образец вагона-платформы для перевозки крупнотоннажных контейнеров и выполнить экспериментальные исследования разработанного вагона по оценке прочности и долговечности.

10. Произвести анализ экспериментальных данных испытаний вагона-платформы.

11. Сравнить расчетные данные и данные, полученные в результате испытаний.

Направления исследования:

1. Поиск и разработка новых технических решений конструкции вагона-платформы для перевозки крупнотоннажных контейнеров, обеспечивающие снижение массы тары вагона.

2. Проведение математического и компьютерного моделирования напряженно-деформированного состояния рамы вагона-платформы.

3. Выполнение экспериментальных исследований конструкции вагона-платформы с целью проверки выбранных параметров конструкции силовых элементов рамы вагона, а также оценки достоверности расчетных результатов.

2. РАСЧЕТ И АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ СИЛОВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ РАМ ВАГОНОВ-ПЛАТФОРМ. ОЦЕНКА СОПРОТИВЛЕНИЯ УСТАЛОСТИ

Для исследования изучения зависимости влияния конструктивного эксцентриситета на нагруженность силовых элементов рам вагонов-платформ (хребтовых балок) были произведены расчеты прочности при действии квазистатических и продольных инерционных сил, расчет сопротивления усталости, а также анализ напряженно-деформированного состояния для четырех вариантов исполнения хребтовых балок по критерию расположения конструктивного эксцентриситета, причем массы балок являлись идентичными. При расчетах был использован метод конечных элементов, широко применяемый в инженерной практике.

2.1. Основные положения метода конечных элементов

Построение математических моделей процессов возникновения деформаций и напряжений в элементах конструкций вагонов при действии на них квазистатических и продольных инерционных сил производилось на основе метода конечных элементов [12 ,22, 23, 49, 58].

Основные положения для расчёта напряжений в элементах конструкций методом конечных элементов заключаются в следующем [50, 52]:

• расчетная схема исследуемой конструкции разбивается на составные части, называемые конечными элементами. В конечных элементах выделяются точки - узлы, соединяющие элементы между собой. Перемещения или производные перемещений этих узлов принимаются за неизвестные и называются степенями свободы;

• устанавливаются функции, однозначно определяющие перемещения точек внутри элементов в зависимости от перемещения узлов;

• функции перемещения точек элементов определяют однозначно деформации внутри элементов в зависимости от перемещения узлов. Деформации внутри элементов, с учётом соответствующих физических соотношений, определяют напряжённое состояние в каждом элементе и на его границах.

Ниже приведена краткая методика расчёта методом конечных элементов.

Для построения математических моделей напряжённо-деформированного состояния исследуемых конструкций был применен прямой метод жёсткости. В глобальной декартовой системе координат производилось разбиение конструкций на конечные элементы, тип которых выбирался в зависимости от решаемой задачи. Далее решалась задача теории упругости.

Решение данной задачи теории упругости производилось с помощью минимизации интегральной величины, связанной с работой напряжений и внешней приложенной нагрузки. Так как данная задача решается в напряжениях с заданными на границе усилиями, то нужно минимизировать дополнительную работу системы. Формулировка метода конечных элементов предполагает отыскание поля перемещений и тем самым связана с минимизацией потенциальной энергии системы при отыскании узловых значений вектора перемещений. После того, как перемещения будут определены, можно вычислить компоненты тензоров деформаций и напряжений.

Полная потенциальная энергия упругой системы разделяется на две части, одна из которых соответствует энергии деформаций в теле, а другая определяется потенциальной энергией массовых сил и приложенных поверхностных сил. В соответствии с этим полная потенциальная энергия имеет вид

П = Л + 1¥р, (9) где Л - энергия деформаций; р - потенциальная энергия приложенных сил.

Работа внешних сил противоположна по знаку их потенциальной энергии

Из формул (9) и (10) следует

П=Л-№ (11)

После разбиения области на элементы равенство (11) записывается в виде суммы

Я = = (12) е=\ е=\ где Е - число элементов; е - произвольный элемент.

Энергия деформации бесконечно малого объёма йЛ определяется формулой dЛ=l-{e}'{o}-X-{eй}|{o}, (13) где {е} - полная деформация, е0} - начальная деформация от теплового воздействия; принимается, что {е0} = 0.

Величина <1Л называется плотностью энергии деформации, а полная энергия деформации определяется интегрированием этой величины по объёму тела

Л = \\({е}г{а}-{еЛШУ, (14)

Для данного случая вид векторных столбцов {е} и {о} имеет вид е} Т = [^ Буу е21 Уху ух: уу2] (15) о}Т = [<7ХХ Оуу о12 Тху ТХ1 Ту-] (16)

В основе метода теории упругости [58] лежат два соотношения: закон Гука, который связывает компоненты тензоров напряжений и деформаций, а также соотношения связи между деформациями и перемещениями. Закон Гука в общей форме имеет вид а} = [Б]{* }-[Е>]{*о}, (17) где [Б] - матрица упругих характеристик. Для трёхмерного изотропного материала она имеет вид

4\-и)

1 + Д1-2//)

1-і" !

М 1-/І о о о о о о

1-2 ц 2(1-//) о о о о

1-2 // 2{\-И) о о о о о

1-2//

2(1-/ где Е - модуль упругости, принимаемый для стали равный £ = 2,1 • 105 МПа; л - коэффициент Пуассона, принимаемый для стали равный = 0,3.

Соотношения между деформациями и перемещениями имеют вид ди е = ^ " Эх * ду

У + ^ у + ^ Эм/

Л>' ду дх у: дг ду ~ & дх дг ду где и, V п у; - компоненты перемещении в направлении координатных осей х,у и г соответственно.

Они выражаются через узловые значения следующим образом и} = [Н]-{Щ, (20) и 0 0 "і

V 0 N. 0 0 0 0 Я* м> 0 0 N.

1-1 и, І-1 и, где [И] - матрица функций формы. В общем виде она записывается мР=~Ь +V+°ру+' где ар, Ър, ср и ир выражаются через координаты узлов.

С помощью формулы (20) можно выразить вектор деформации {е} через узловые перемещения {11} = [В] {и}, (23) где [В] - матрица, получаемая дифференцированием матрицы [И] с последующим использованием зависимостей (19)

0 0 0 0 к 0 0 Ъ,

0 С, 0 0 0 0 Ск 0 0 С/

1 0 0 й, 0 0 0 0 йк

6Г Ъ, 0 0 ск К 0 с, Ь, й, 0 Ь, 0 Лк 0 К 0 Ь,

0 4 С, 0 с, 0 йк 0 с1, С/

Энергия деформации Л(е) отдельного элемента с помощью формул (17) и (24) может быть записана в следующем виде

Последнее слагаемое в формуле (25) не зависит от узловых значений {Щ, поэтому оно не влияет на процесс минимизации, и в дальнейшем не будет приниматься во внимание.

Работа, совершаемая внешними силами, может быть разделена на три различные части: работа Жс, совершаемая сосредоточенными силами, работа 1¥р, которая получается в результате действия компонент напряжений на внешней стороне поверхности, работа Жь, совершаемая массовыми силами. Работу сосредоточенных сил легко определить, если в каждой точке приложения сосредоточенной силы поместить узел. Работа сосредоточенной силы равна произведению величины этой силы на длину пути, на котором эта сила действует. Таким образом, работа отдельной силы равна произведению

Р ■ и. Обозначая узловые силы через {Р}, а узловые перемещения через {V}, совершённую работу можно записать в виде произведения матриц {11}Т {Р} = {Р}Т {Щ, (26)

Это определение предполагает, что силы разложены на компоненты, параллельные компонентам перемещений. Эта часть полной работы не входит в сумму (13), так как рассмотренные силы сосредоточены в узлах. Работа объёмных сил X, V, 2 задаётся формулой ¡(иХ + уУ + м>г)с!У, (27) где и, V и м> - компоненты вектора перемещении внутри элемента по осям х, у и г соответственно.

Используя равенство (20), формулу (27) можно переписать в виде = | {и}'[М(е)]'

Работа поверхностных сил определяется по формуле \{иР[е) + уР(;] + м^р^йБ, где - компоненты вектора перемещении; рх, ру и р2 - компоненты вектора напряжений, параллельные координатным осямх,у кг.

Сравнение формул (27) и (29) показывает, что они идентичны по форме. Следовательно у(ре)= | {II}7 [ІУ(е)]

Используя формулы (12), (25), (26), (28) и (30), выражение для полной потенциальной энергии приобретает вид

I -{и}'[В(е)}'[&е)}{Вм}{и}с1У- \{Щ' [В(е)]' [В{е)}{єІе)}сІУ у(<0 •с1¥- | {^}7 [Л^(е)]7'- р(;} -с®

2(0 ріє)

-{Ц}Т{Р},

Чтобы минимизировать величину П, дифференцируем выражение (31) по {V} и приравниваем результат нулю д{Щ ~ Ь

1 [Л^Г- у(е) -М- { [ІУ(е)]г- р? -¿Б к«-» 7«0 5<«> р?

Р} = О,

Интегралы в формуле (32) определяют для каждого элемента вектор нагрузки {/(е)} и матрицу жёсткости [к(е)], которые можно объединить следующим образом дп(е) где [к(е)] - объёмный интеграл следующего вида е)] = $[В(1!)]г[0{е)][В{е)]с1Г, - сумма нескольких интегралов

-Х(еУ 'р?' у(е) РТ >е® ~{Р}, (35)

2«о рТ

Глобальная матрица жёсткости [К] и глобальный вектор-столбец {¥} в матричном уравнении задаются соотношениями р}=-Ц{/(е)},

Полученное уравнение (36) является основным для метода конечных элементов. Решение системы алгебраических уравнений производится методами линейной алгебры. Обычно применяют метод Гаусса, но могут быть использованы и другие методы. Ввиду высокого порядка системы уравнений расчеты проводятся на ЭВМ. В результате решения, с учетом граничных условий, находят перемещения всех узлов конструкции. Определение напряженно-деформированного состояния (НДС) конструкции производится с помощью выражений (37) и (38). Деформации внутри элементов, с учетом соответствующих физических соотношений, определяют напряженное состояние в каждом элементе и на его границах.

В дальнейшей работе расчеты производились при помощи программного комплекса, реализующего метод коечных элементов, описанный выше, «Апбуб» версии 12.0.

2.2. Расчет напряженно-деформированного состояния балок при действии квазистатических нагрузок

Для определения зависимости влияния конструктивного эксцентриситета приложения продольной сжимающей нагрузки относительно оси автосцепного устройства на нагруженность силовых элементов рамы вагона-платформы были рассмотрены хребтовые балки различных высот в их средних частях: от 400 мм до 800 мм, высота консольных частей балок переменного по высоте сечения не изменялась и была выбрана, исходя из параметров существующих вагонов-платформ равной 330 мм. Высота балки постоянного сечения также изменялась в диапазоне от 400 мм до 800 мм. Массы балок различных вариантов исполнения (рисунок 42) для каждого случая высоты были идентичными. Геометрические характеристики поперечных сечений балок различных вариантов исполнения приведены в таблице 1.

14) Displacement, Stress - вывод результатов по полученным перемещениям и напряжениям соответственно.

Решая поставленные задачи с использованием данного алгоритма, были получены графики зависимостей нормальных напряжений при действии продольной сжимающей силы от величины конструктивного эксцентриситета балок различных вариантов исполнения, приведенные на рисунках 46-48. График зависимости конструктивного эксцентриситета на нагруженность балки переменного сечения с совпадающей нейтрально осью поперечного сечения относительно оси автосцепного устройства не представлен, так как эксцентриситет у данной балки отсутствует.

-266

-220/

-170/

-480

-400

S6 5а Сґ

-220/800 -170/700 -120/600 -70/

Эксцентриситет / Высота балки, мм

Рисунок 46 - Зависимость нормальных напряжений от величины эксцентриситета балки переменного сечения с пониженной нейтральной осью поперечного сечения относительно оси автосцепного устройства центральная часть)

Согласно [40], продольнаяла инерции принималась равной 3,5 МН, а ее импульсное воздействие - 0,3 Действие продольнойлы инерции задавалось распределением, приведенным на рисунке 57.

Рисунок 57 - Импульсное воздействие продольной инерционной силы

При расчете рассматривался режим нагружения балок продольной инерционной силой и весом двух 20-футовых контейнеров стандарта ISO. Для наиболее точного распределения веса контейнеров между фитинговыми упорами при действии продольной инерционной силы они имитировались конечными элементами типа MASS 21. В качестве характеристик элементов типа масса задавались вес контейнера, а также его моменты инерции. Элементы типа масса соединялись с элементами балок в зоне расположения задних фитинговых упоров по степеням свободы: поворотам относительно продольной и вертикальной осей, а также перемещениям относительно поперечной и продольной осей балок; в зоне расположения передних фитинговых упоров - по перемещениям относительно всей осей, а также поворотам относительно продольной и вертикальной осей балок.

Кинематические граничные условия для расчетных моделей представлены закреплением:

- от вертикальных и поперечных перемещений - в зонах установки пятников;

- от продольных перемещений - в задних упорах. результаты: стыковое сварное соединение нижних полок балок имеет достаточно высокие коэффициенты запаса для всех вариантов исполнения балок. Однако коэффициент запаса сопротивления усталости нахлесточного сварного соединения нижних полок балок с нижним листом шкворневой балки значительно выше у балки постоянного по высоте сечения. А так как в эксплуатации одним из наиболее повреждаемых узлов является узел пересечения хребтовой и шкворневой балок, то применение хребтовой балки постоянного по высоте сечения на короткобазных вагонах-платформах является наиболее рациональным.

Таким, образом, сравнивая расчетные данные, можно сказать, что в целом балка постоянного по высоте сечения имеет наилучшие показатели прочности и долговечности. Данное конструктивное решение хребтовой балки целесообразно использовать на короткобазных вагонах-платформах для перевозки контейнеров, что позволит снизить массу тары вагона-платформы, уменьшить трудоемкость его изготовления, повысить сопротивление усталости сварных соединений узла пересечения хребтовой и шкворневой балок, а также ввести унификацию производства хребтовых балок таких видов грузового подвижного состава как, например, полувагоны и вагоны-платформы.

Основные положения полученных результатов приведены в [61].

- боковые балки в виде горячекатаного двутавра № 50Б2 по ГОСТ 26020

- листы пола толщиной 8 мм по ГОСТ 19903-74 [20];

- фитинговые упоры представлены на вагон-платформе в виде фитинговых стационарных упоров (рисунок 62) и фитинговых откидывающихся упоров (рисунок 63). Фитинговый стационарный упор состоит из листа 1 и упорки фитинга 2. Фитинговый откидывающийся упор состоит из опорного листа 1, двух листов откидывающихся упоров 2, закрепленных на опорном листе 1 с помощью шарнирных соединений 3 конструкции типа дверная петля, и двух у порок фитинга 4.

Рисунок 63 - Фитинговый упор откидывающийся устройств составляла при растяжении 1,0 МН и 2,0 МН.

Продольная статическая нагрузка, приложенная через элементы сцепных устройств составляла при сжатии 1,0 МН и 2,5 МН.

При каждой из схем статических нагрузок производились измерения статических напряжений не менее трех раз при устойчивых показаниях приборов.

4.1.4. Обработка результатов испытаний

В результате испытаний были получены деформации рамы вагона-платформы в местах установки линейных датчиков. Измеряемые деформации пересчитывались в напряжения по формуле

7(53) где сг, - напряжение в контрольной точке; е, - относительная деформация (измеренная) в контрольной точке;

Е - модуль упругости первого рода; для стали Е = 2,1 ■ 1011 МПа.

При I расчетном режиме, согласно [40], учитывались следующие сочетания нагрузок: нагрузка от массы вагона брутто, продольная нагрузка N - 2,0 МН (для случая растяжения), И - 2,5 МН (для случая сжатия).

При III расчетном режиме, согласно [40], учитывались следующие сочетания нагрузок: продольная нагрузка N = 1,0 МН, вертикальная статическая нагрузка брутто, динамическая добавка, равная произведению напряжений от статической нагрузки брутто и коэффициента вертикальной динамики, боковая нагрузка, принимаемая в размере 7,5 % напряжений от статической нагрузки брутто.

4.1.5. Анализ и оценка результатов испытаний

Оценка результатов испытаний статическими нагрузками по I и III режимам осуществлялась сравнением суммарных напряжений с допускаемыми ве

45 32 -81 13

46 67 -150 -7

47 -52 79 Расчетные данные ■ Экспериментальные данные

1 - Нижняя полка зета хребтовой балки в центральной части

2 - Нижняя полка боковой балки в центральной части

3 - Нижняя полка зета хребтовой балки в месте пересечения с нижним листом шкворневой балки

4 - Нижний лист концевой балки

5 - Нижний лист шкворневой балки

9,9 %) (7,5 %) (10,7 %) (15 %) (4,5 %)

Зона возникновения максимальных напряжений (расхождение результатов в процентах)

Рисунок 84 - Сравнение расчетных и экспериментальных данных при действии продольной сжимающей силы (III расчетный режим)

Расчетные данные ■ Экспериментальные данные

1 - Нижняя полка зета хребтовой балки в центральной части

2 - Нижняя полка боковой балки в центральной части

3 - Нижний лист шкворневой балки

4 - Нижний лист концевой балки

5 - Нижняя полка зета хребтовой балки в месте пересечения с нижним листом шкворневой балки

10,2%) (9%) (9%) (10,7%) (16%)

Зона возникновения максимальных напряжений (расхождение результатов в процентах)

Рисунок 85 - Сравнение расчетных и экспериментальных данных при действии продольной силы растяжения (III расчетный режим)

27. Котуранов В.Н., Хусидов В.Д., Устич П.А., Быков А.И. Нагруженность элементов вагонов. - М.: Транспорт, 1991.

28. Кузьмич Л.Д. Проблемывершенствования конструкций вагонов, их узлов и деталей. Сб. науч. тр. / ВНИИвагоностроение; вып. 55, 1985.

29. Лазарян В.А. Алгоритм отыскания оптимальных параметров основных типов грузовых вагонов/ В.В. Лукин, В.И. Медведев// Тр. ОМИИТа. -Омск, 1974, вып. 160.-с. 29-39.

30. Лозбинев В. П. Уточнение расчета напряжений в подкрепляющих элементах кузовов вагонов при использовании метода конечных элементов. В.: Транспортное оборудование. - М.: ЦНИИТЭИтяжмаш, 1980, вып. 5, № 17. - 13-15.

31. Лукин В.В. Конструирование и расчёт вагонов. - М.: УМК МПС России, 2000.

32. Лукьянов A.B. Прогнозирование повышения осевыхатических нагрузок на рельсы// Вестник ВНИИЖТ. - 1980. - №7. - 35 - 38.

33. Макеев В.П., Гриненко Н.И., Павлюк Ю.С. Статистические задачи динамики упругих конструкций. - М.: Наука, 1984.

34. Махмутов H.A. Деформационные критерии разрушения и расчёт элементов конструкции на прочность. -М.: Машиностроение, 1981. - 271с.

35. Методика исследований и оценки усталостной прочности вагонных конструкций и их узлов. - М.: ВНИИВ-ЦНИИ МПС, 1968.

36. Методические указания по определению лимитных цен на новую продукцию, потребляемую железнодорожным транспортом. - М.: Транспорт, 1979.

37. Мониторинг техническогостояния подвижногостава // Железные дороги мира, 1997, №8. - 52 - 57.

38. Николаев Г.А. Сварные конструкции. Прочностьарныхединений и деформации конструкций: учебное пособие / Г. А. Николаев, С.А. Куркин, В.А. Винокуров. - М.: высшая школа. - 1982.

39. Николаев Г.А. Сварные конструкции / Г. А. Николаев, 3 изд. - М.: Машгиз, 1962.

40. Нормы для расчета и проектирования вагонов железных дорог МПС колеи 1520 мм (несамоходных). М.: ГосНИИВ, ВНИИЖТ, 1996.

41. Общие технические требования к грузовым вагонам нового поколения. М.: МПС РФ.-2001.

42. Повороженко В.В. Повышение производительности грузового вагона/ В.В. Повороженко, И.А. Орлов// - М.¡транспорт, 1979. - 215с.

43. Повышение прочности узлов и элементов вагонов. - М.: ЦНИИТЭИтяжмаш, 1982, вып.5, №19. - 6 - 8.

44. Пустыльник Е.И. Статистические методы анализа и обработки наблюдений. -М.: Наука, 1968.

45. Правила перевозок грузов. - М.: Транспорт. - 1986.

46. Правила пожарной безопасности на железнодорожном транспорте. Утв. МПС РФ 11.11.92. ЦУО/112.-М.: Транспорт, 1999.

47. Правила технической эксплуатации железных дорог Российской Федерации. М.: Транспорт, 2000.

48. РД 24.050.37.95 «Вагоны грузовые и пассажирские. Методы испытаний на прочность и ходовые качества».

49. Розин Л.А. Метод конечных элементов. - JL: Энергия, 1971.

50. Самарский A.A. Введение в численные методы. - М.: Наука, 1978.

51. Сборник нормативно-технических показателей, характеризующих постройку и эксплуатацию грузовых и пассажирских вагонов. - М.: ВНИИВ, 1984.

52. Сегерлинд JI. Применение метода конечных элементов. - М.: Мир, 1979.

53. Соколов М.М., Бороненко Ю.П., Эстлинг A.A. Исследование прочности узлов и элементов вагонных конструкций. Метод, указания к УИР. - JL: ЛИИЖТ, 1984.

54. Сопротивление движению грузовых вагонов приатываниигорок. -М.:Труды ВНИИЖТа, вып. 545, 1975.

55. Степанов JI.А. и др. Улучшение использования подвижногостава железных дорог. - М: Транспорт, 1975.

56. Тензорезисторы КФ4 и КФ5. Техническое описание и инструкция по наклейке.

57. Терешина Н.П. Экономика железнодорожного транспорта. - М. ¡Транспорт, 1969.-424с.

58. Тимошенко С. П., Гульдер Дж. Теория упругости. - М.: Наука, 1975.

59. ТПМ 001-90 Вагоны грузовые. Ресурсные испытания в режиме многократныхударений. Типовая методика и программа. - М.: ВНИИВ-ДИИТ, 1990.

60. Тохчукова М.Р. Влияние конструктивных решений силовых элементов рам платформ на их усталостную прочность // «Подвижной состав XXI века: идеи, требования, проекты» VI Междунар.науч.-техн. Конф. Тез. Докл. - СПб., 2009.

61. Тохчукова М.Р., Бороненко Ю.П. Влияние конструктивного эксцентриситета приложения продольных нагрузок на нагруженность рам платформ для перевозки контейнеров // «Транспорт Российской Федерации». Выпуск 3(28) - СПб., 2010.

62. Тохчукова М.Р., Лопарев Е.Л., Пешков A.B., Решетов В.А. Разработка перспективного полувагона увеличенной грузоподъемности с допустимой нагрузкой колесной пары на рельсы 27 тс // «Подвижной состав XXI века: идеи, требования, проекты» VII Междунар.науч.-техн. Конф. Тез. Докл. - СПб., 2011.

63. Тохчукова М.Р., Пешков A.B. Поиск рационального конструктивного исполнения стоек и обвязки кузова глуходонного полувагона увеличенной грузоподъемности // «Транспорт Российской Федерации». Выпуск 2(33) - СПб., 2011.

64. Транспортный устав железных дорог Российской Федерации. Принят Гос. Думой 19.12.1997. Одобрен Советом Федерации 24.12.1997. - М.: Транспорт, 1998.

65. Требования на разработку двухосной тележки для перспективных скоростных грузовых вагонов железных дорог колеи 1520 (1524) мм. - М: ВНИИЖТ, 2000.

66. Трочун, И.П. Внутренние усилия и деформации приарке / И. П. Трочун - М.: Машгиз, 1964.

67. Федоров И.В., Турутин И.В., Лопарев Е.Л., Пешков А.В., Тохчукова М.Р., Судеревский А.Н. Переоборудование четырехосных платформ для лесоматериалов модели 23-4000 в специализированный полувагон для перевозки щепы технологической // «Подвижной состав XXI века: идеи, требования, проекты» V Междунар.науч.-техн. Конф. Тез. Докл. - СПб., 2007.

68. Шадур Л.А. и др. Вагоны. - М: Транспорт, 1980.

69. Шадур Л.А. Расчет вагонов на прочность. - М.: Машиностроение, 1978.

70. ЦРБ/762. Правила технической эксплуатации железных дорог Российской Федерации.- М.: Транспорт, 2000.