Проектирование специализированного грузового полувагона (модель 12-4004)

Размещено на http://www.allbest.ru/

МПС РФ "Уральская государственная академия путей сообщения"

Кафедра "Вагоны"

Пояснительная записка к курсовому проекту

на тему: "Проектирование специализированного грузового полувагона (модель 12-4004)"

по дисциплине: "Конструирование и расчет вагонов"

Разработал: студент гр. В-415

Шнюков С.В.

Руководитель: ассистент

Долматов В.М.

Екатеринбург - 1998 г.

Содержание

Реферат

1. Состояние вопроса по проектируемому типу вагона

2. Описание конструкции вагона с приведением необходимых конструктивных схем частей кузова (рамы, боковых стен, крыши, торцевых стен и т.д.)

3. Расчет характеристики рессорного подвешивания вагона: статического прогиба, гибкости, жесткости, геометрических размеров

4. Определение требуемого коэффициента сопротивления (относительного трения) гасителя колебаний из условия плавности хода вагона по неровности

5. Расчет параметров гасителя колебаний, исходя из требуемых коэффициентов сопротивления

6. Проверка устойчивости вагона от опрокидывания

7. Определение усилий, действующих на колесную пару в кривой и проверка запаса устойчивости колесной пары

8. Расчет на прочность кузова от действия вертикальных нагрузок

9. Вписывание вагона в габаритное условие прохождения сортировочных горок

Реферат

В записке 36 стр., 11 рис., 1 табл., 6 исп. источника.

Цистерна, коэффициент относительного трения, рессорное подвешивание, статический прогиб, гаситель колебаний, устойчивость от опрокидывания, колесная пара, метод сил, вписывание в габарит.

В курсовом проекте рассмотрены следующие вопросы:

1. Состояние вопроса по проектируемому типу вагона.

2. Описание конструкции вагона.

3. Расчет характеристик рессорного подвешивания вагона.

4. Определение коэффициента сопротивления.

5. Расчет параметров гасителя колебаний.

6. Проверка устойчивости вагона.

7. Определение усилий, действующих на колесную пару в кривой, и проверка запаса устойчивости.

8. Расчет на прочность надрессорной балки от вертикальных и поперечных сил.

1. Состояние вопроса по проектируемому типу вагона

Полувагоны предназначены для перевозки каменного угля, руды, леса, щепы, металлопроката, а также других сыпучих и штучных грузов, не требующих защиты от атмосферных воздействий.

Исходя из этого, а также для удобства погрузки и выгрузки кузов полувагона не имеет крыши. Имеются два основных вида конструкции полувагонов: универсальные - с торцевыми открывающимися внутрь вагона дверями и разгрузочными люками в полу и специальные - с глухим кузовом (без дверей и люков) для перевозки только сыпучих грузов в замкнутых маршрутах с разгрузкой на вагоноопрокидывателях.

Грузовые вагоны стали выпускаться на Александровском чугунолитейном заводе 1846 г. Они имели по две двухосные тележки. Вследствие недостатка металла все несущие элементы кузова были деревянными. Это создавало трудности в увеличении грузоподъемности вагона и снижало эффективность применения прогрессивной конструкции тележечного вагона.

Полувагоны, созданные в период 1929-1945 гг., строили и после войны. При этом в их конструкцию вносили усовершенствования, к которым относятся: замена углеродистой стали низколегированной; упразднение дверей в боковых стенах вагонов, выпускаемых Уралвагонзаводом (далее УВЗ); видоизменение формы и размеров балок рамы, каркаса кузова, крышек люков и других частей и элементов.

Крупным недостатком полувагонов, построенных в указанный выше период, являлась деревянная обшивка стен. Она часто повреждалась и даже загоралась при погрузке от не полностью остывшего кокса. Для устранения этого недостатка Крюковский завод в 1949-1950 гг. выпустил крупную партию цельнометаллических полувагонов с обшивкой стен из стальных листов толщиной 5 мм.

Чтобы обеспечить необходимую жесткость, обшивка боковых стен имела корытообразные выштамповки, а обшивка торцовых стен была снабжена гофрами. С 1979 г. отечественные полувагоны строятся только с металлической обшивкой кузова.

Повышение эффективности полувагонов достигалось увеличением их грузоподъемности и, особенно, погонной нагрузки. Чтобы при ограниченной допускаемой нагрузке от колесной пары на рельсы поднять грузоподъемность, Крюковский завод в 1954г. разработал проекты шестиосного и восьмиосного полувагонов грузоподъемностью соответственно 90 и 115-120 т.

Шестиосные полувагоны Крюковский завод начал строить в 1955 г. Впоследствии их выпускал и УВЗ. Они отличались устройством тележек, усовершенствованных в связи с повышенным воздействием на путь.

Достоинством шестиосного полувагона, имеющего общую длину 16,4 м было то, что он позволял выгружать его на существовавших в то время вагоноопрокидывателях. Крышки люков, оборудованные торсионными механизмами, значительно облегчавшими их (крышек) подъем, получили распространение и в других конструкциях полувагонов. На всемирной выставке в Брюсселе в 1958г. этот полувагон был удостоен Золотой медали.

В 1961г. УВЗ построил опытный образец шестиосного полувагона с кузовом из алюминиевого сплава АМг 6, что позволило снизить тару и увеличить его грузоподъемность на 3 т. Алюминиевые сплавы применялись и в опытном образце четырехосного полувагона.

В 1967 г. строительство шестиосных полувагонов было прекращено: более перспективными были признаны восьмиосные конструкции.

Опытные образцы и опытные партии восьмиосных полувагонов, построенные УВЗ в 1961-1967 гг., подвергались широкому циклу испытаний. В 1965г. Государственной (междуведомственной) комиссией вагон был принят к серийному производству.

С 1969 г. строились цельнометаллические четырехосные полувагоны. Полувагон постройки Крюковского завода имел обшивку с продольно расположенными гофрами, обращенными наружу вагона; толщина нижних листов составляла 5 мм, верхних - 4 мм. Несущие элементы кузова. изготовленные из стали 09Г 2Д. В полувагонах УВЗ обшивка боковых стен имела толщину 5 мм и корытообразную штампованную конфигурацию. Проводилась унификация этих конструкций полувагонов. С 1979г. строятся четырехосные вагоны только унифицированные. С 1985г. на УВЗ торцовые двери заменили торцовыми стенами, что повысило надежность кузова.

Крюковский завод строит с 1983 г. полувагоны с усиленными концевыми балками рамы кузова, позволяющими устанавливать буфера (для возможности использования таких вагонов в странах, подвижной состав которых не оборудован автосцепкой). В результате тара вагона увеличилась на 400 кг. С 1987г. этот же завод строит четырехосные полувагоны увеличенного габарита (1-ВМ), имеющие расширенные дверные проемы.

Ждановский завод тяжелого машиностроения строил четырехосные цельнометаллические полувагоны с глухим кузовом, т.е. без люков в полу и без торцевых дверей. Такая конструкция обладала меньшей тарой и большей прочностью, чем конструкция универсального полувагона, но разгрузка вагона могла происходить только на вагоноопрокидывателе. С 1987 г. объем кузова данного вагона увеличился с 73 до 83 . Это достигнуто за счет удаления двутаврого элемента хребтовой балки, не нужного для полувагона с глухим кузовом.

Для расширения номенклатуры перевозимых в полувагонах грузов, уменьшения порожних пробегов при сохранении удобств механизированной погрузки и выгрузки на УВЗ велись работы по созданию универсальных вагонов. Конструкция такого вагона представляла собой полувагон с люками в полу, торцовыми и боковыми дверями и конусообразной крышей, состоящей из двух половин, опускавшихся вдоль боковых стен. В 1955-1958 гг. было построено 188 таких вагонов, конструкция которых в дальнейшем совершенствовалась. Однако из-за увеличенной тары (25-27т), уменьшенной грузоподъемности (57-60 т) и недостаточной надежности универсальные вагоны не получили дальнейшего распространения.

Пути дальнейшего развития конструкций полувагонов.

Полувагоны необходимо развивать не только по пути совершенствования основных типов цельнометаллических универсальных полувагонов грузоподъемностью 63-69 и 125-140 т, но создания восьмиосных конструкций с глухим кузовом объемом 160 , вписанным в габарит Т или его модификацию Тпр, с погонной нагрузкой 10-12 т/м.

Целесообразно отработать конструкцию восьмиосного полувагона с непосредственной опорой кузова на четыре двухосные тележки без применения соединительных балок.

Частичное применение алюминиевых сплавов в отдельных узлах (для крышек люков и торцовых дверей) позволит достигнуть дальнейшего увеличения грузоподъемности универсальных полувагонов.

2. Описание конструкции вагона с приведением необходимых конструктивных схем частей кузова (рамы, боковых стен, крыши, торцевых стен и т.д.)

Полувагон для щепы грузоподъемностью 63т (модель 12-4004).

Четырехосный специализированный полувагон грузоподъемностью 63 т предназначен для перевозки технологической щепы и короткомерной древесины (длиной до 2 метров) от мест производства к предприятиям целлюлозно-бумажной промышленности по путям промышленных и магистральных железных дорог.

Полувагон состоит из кузова, ходовых частей, тормозного оборудования, автосцепного устройства.

Кузов полувагона представляет собой сварную цельнометаллическую конструкцию, состоящую из хребтовой балки, двух шкворневых балок, двух средних поперечных балок, шести промежуточных поперечных балок и двух концевых балок. Хребтовая балка сварена из двух типовых зетов №31, двутавра №19 и горбыля. Шкворневые и средние поперечные балки имеют коробчатое сечение из двух вертикальных (толщиной 10 мм), верхнего и нижнего листов толщиной соответственно 10и 12 мм. Промежуточные поперечные балки двутаврого сечения состоят из вертикального, верхнего и нижнего листов толщиной 7,8 и 10 мм соответственно. Концевые балки - коробчатого сечения, выполнены из 2 швеллеров №27 по ГОСТ 8240-72.

Боковая стенка кузова представляет собой рамную конструкцию, состоящую из верхней и нижней обвязок, соединенных между собой вертикальными стойками, выполненными из профиля по ГОСТ 5267.6-78. Верхняя обвязка - составная, замкнутого сечения, выполненная из гнутого профиля и уголка. Нижняя обвязка - прокатный уголок 160х 100х 10 мм (ГОСТ 8510-72). Обшивка боковой стены выполнена из гнутых профилей двух видов с периодически повторяющимися гофрами, толщиной 3 и 4 мм.

Торцовые стенки имеют верхнюю и нижнюю обвязки, боковые стойки и поперечные пояса. Верхняя обвязка изготовлена из замкнутого прямоугольного профиля 60х 80х 7 мм, нижняя - гнутый уголок 180х 100х 8 мм. Поперечные пояса из профиля по ГОСТ 5267.6-78, боковые стойки из прокатного швеллера №12. Обшивка выполнена из листов толщиной 5 мм.

Крышки разгрузочных люков унифицированы с крышками люков универсальных полувагонов и в закрытом положении образуют пол полувагона. Крепление крышек к раме и их запирающие устройства аналогичны этим узлам универсальных полувагонов.

Полувагон оборудован пневматическим автоматическим тормозом с воздухораспределителем 483М, авторежимом №265А-1. На полувагоне применяются композиционные тормозные колодки. Имеется также ручной стояночный тормоз с приводом по ОСТ 24.290.01-78.

На вагоне применены автосцепки СА-3 с ограничивающим кронштейном, подпружиненной центрирующей балочкой и передним упором с расширенным окном.

Для удобства обслуживания и соблюдения техники безопасности полувагон оснащен подножками и поручнями для составителей поездов, лестницами на боковых стенах, скобами сигнального фонаря и маневровыми захватами.

Ходовой частью полувагона являются две стандартные двухосные тележки модели 18-100 по ГОСТ 9246-79 с подшипниками качения.

Таблица 2. Техническая характеристика

Параметр	Величина
Ширина колеи, мм	1520
Грузоподъемность, т	63
Масса вагона (тара), т	30
Объем кузова,	154
База вагона, мм	15690
Длина вагона, мм: по осям сцепления автосцепок по концевым балкам	20960 19740
Ширина вагона, мм: максимальная внутренняя по обвязкам боковых стен	3240 3026
Высота вагона над уровнем головок рельсов, мм: до верхней обвязки до нижней обвязки	3970 1430
Количество разгрузочных люков, шт.	22
Коэффициент тары	0,476
Нагрузка от колесной пары на рельсы, брутто, кН (тс)	228 (23,25)
Нагрузка на 1 пог. м пути, брутто, кН/м (тс/м)	43,5 (4,4)
Скорость конструкционная, км/ч	120
Габарит по ГОСТ 9238-83	1-Т

Выпускается по ТУ 24.05.451-84.

Год начала производства - 1988.

Изготовитель - Днепродзержинский вагоностроительный завод.

3. Расчет характеристики рессорного подвешивания вагона: статического прогиба, гибкости, жесткости, геометрических размеров

Ходовой частью полувагона являются две стандартные двухосные тележки модели 18-100 по ГОСТ 9246-79 с подшипниками качения. Рессорный комплект тележки /1, стр.176/ состоит из семи двухрядных пружин, расположенных под каждым концом надрессорной балки. Материал пружин - сталь 60с.

Рассчитываем статическую нагрузку на одну пружину:

, (3.1.)

где: Р- грузоподъемность, Р=63т.;

Т - тара вагона, Т=15,6 т;

Ркп - вес колесной пары, Ркп=1,25 т;

Рбр - вес боковой рамы, Рбр = 0,495 т;

7 - количество пружин в одном комплекте;

2 - количество тележек.

Рn=

Рассчитываем максимальный прогиб:

(3.2.)

где: = 0,046-0,05 м - статический прогиб;

К = 1,8 - коэффициент запаса прочности;

Производим расчет максимальной статической нагрузки:

(3.3.)

После этого определяем жесткость пружины по формуле:

, (3.4.)

Из условия, что

=1+2=

находим диаметр прутка пружины:

, (3.5.)

где: Рmax - максимальная статическая нагрузка;

m=5 - модуль пружины,

;

= 750 Мпа - максимальное касательное напряжение для стали 60с;

- коэффициент учитывающий кривизну витков;

d - диаметр прутка пружины.

Определяем диаметр пружины, исходя из формулы определения модуля:

. (3.6.)

Зная модуль, можно определить диаметр:

(3.7.)

Находим число рабочих витков пружины:

(3.8.)

где: G - модуль сдвига, G=8* Н/м.

=5,47 5,5 (раб. вит.)

По числу рабочих витков определяем число полных витков пружины:

nп = nр + 1,5=7 (витков). (3.9.)

Высота пружины в сжатом состоянии до отказа:

hсж = (nр+1)*d = (5,47+1)0,035=0,2265 (м). (3.10.)

Высота пружины в свободном состоянии:

hсв = hсж + fmax =0,2265+0,09=0,3165 (м). (3.11.)

Пружины получаются с большими размерами d и D. В этом случае однорядную пружину заменяют многорядной с меньшим диаметром прутков и пружин, что особенно выгодно, когда пружины воспринимают переменную динамическую нагрузку и могут разрушаться от усталости.

Поэтому в вагоне применяют двухрядные пружины, вставленные одна в другую, что обеспечивает малый габаритный размер комплекта пружин.

Таблица 1. Характеристики двухрядных пружин

m	d1, мм	d2, мм	Р 1	Р 2
5	0,836d + 0,5	0,554d - 0,7	0,675(1+1,1/d)**Pст	0,325(1-2,2/d)* *Pст

d1=0,836*0,035+0,0005=0,02976 м. Принимаем d1=30 мм.

d2=0,554*0,035-0,0007=0,01869 м. Принимаем d2=20 мм.

где Рст - нагрузка на одну пружину рессорного комплекта Рст=2,5578 тс

P1=0,675*(1+1,1/30)* 2,5578=1,781 тс.

P2=0,325*(1+2,2/20)*2,5578=0,884 тс.

D1=m*d1= 5,5*30=165 мм.

D2=m*d2= 5,5*20=110 мм.

Находим количество витков:

Определяем количество полных витков пружин:

nп 1 = nр 1 + 1,5 =6,433+1,5 =7,9338 (витков);

nп 2 = nр 2 + 1,5 =10,243+1,5 =11,74312 (витков).

Находим высоты пружин в сжатом до отказа состоянии:

hсж 1 = (nр 1+1)*d1 = (6,433+1)*0,02976=0,2212 м;

hсж 2 = (nр 2+1)*d2 = (10,243+1)*0,01869=0,2101 м.

Находим высоты пружин в свободном состоянии:

hсв 1 = hсж 1 + fmax =0,2212+0,09=0,3112 м;

hсв 2 = hсж 2 + fmax =0,2101+0,09=0,3001м.

Для выравнивания высот наружной и внутренней пружин необходимо предусмотреть шайбу (под внутреннюю пружину) толщиной 246-236=10 (мм)=1см /2, стр.155/.

Определяем длины заготовок:

l=2** nп*D/2, (3.12.)

l1=2** nп 1*D1/2=* nп 1*D1=3,14*148,8*7,933=3706,6 мм;

l2=* nп 2*D2=3,14*93,45*11,743=3445,78 мм.

Условие устойчивости пружин:

(3.13.)

hсв 1/D1=311,2/148,8=2,09<3,5 - пружина устойчива;

hсв 2/D2=300,2/93,45=3,21 < 3,5 - пружина устойчива.

Находим жесткость пружин:

С 1=Р 1/fст = 1,781/0,05=35,62 (тс/м);

С 2=Р 2/fст = 0,884/0,05=17,68 (тс/м);

Сэкв = С 1+С 2=35,62+17,68=53,3 (тс/м)

=100 %* |Сэкв - Содн.| / Сэкв =100*|53,3-51,15| / 53,3= 4,03 %<5 %

Гибкость двухрядной пружины будет равна:

=1/С 1 = 1/35,62= 0,0280 (м/тс);

=1/С 2 = 1/17,68= 0,0565 (м/тс).

Гибкость рессорного комплекта:

=1/Сэкв=1/53,3=0,01876 (м/тс).

Статический прогиб рессорного комплекта:

fст = Рст / Сэкв = 2,5578/53,3= 0,047 (м).

Вывод: Полученный статический прогиб соответствует взятому в начале расчета, т.е. пружины, рассчитанные в этом пункте, соответствуют необходимым требованиям для установки на вагон.

вагон рессорное опрокидывание прочность

4. Определение требуемого коэффициента сопротивления (относительного трения) гасителя колебаний из условия плавности хода вагона по неровности

Допущения, принимаемые при исследовании колебаний:

1. Кузов рассматривается как одномассовая система, деформации пути не учитываются.

2. Вагон считается симметричным.

3. Деформации кузова не учитываются.

4. Не учитываются продольные перемещения, ввиду сопротивления поглощающих аппаратов.

Рассмотрим вынужденные колебания подпрыгивания проектируемого вагона, при движении его по неровностям 4 типа:

, (4.1.)

где: h - высота неровностей, h=0,005м;

- круговая частота внешнего воздействия,

= 2**V/ Lр,

где: V -скорость вагона, V=33 м/с;

Lр - длина неровностей, равная длине рельса, Lр=25м.

Мысленно уберем связи и заменим их реакциями, нанесем инерционные составляющие.

Уравнения колебаний системы:

(4.2.)

Неровности под первой (рис. 4.2.) и второй тележками:

(4.3.)

Реакции рессорных комплектов будут равны:

(4.4.)

- реакция гидравлических гасителей колебаний, равна нулю так как рассматриваем консервативную систему (без гидравлических гасителей колебаний).

Подставляем (4.4.) в (4.2.):

(4.5.)

- уравнение колебаний в явном виде;

- неровность рельсовых путей.

Неровности рельсовых путей определяются как среднее смещение по вертикали точек контакта с колесами вагона. Вычисляются с учетом фазовых сдвигов, соответствующих расстояний между колесами вдоль оси пути.

где i - угол сдвига фаз неровностей.

Для определения средней амплитуды неровностей под колесами вагона используем графический метод. Проводим окружность радиусом R = h (соответствует высоте неровности в принятом масштабе). R=25мм.

К= 0,005/30 = 0,0016 (м/мм) - масштабный коэффициент.

ас = 35 мм * 0,0016 м/мм = 0,056 м

Уравнение (4.5.) примет вид:

(4.6.)

Решение уравнения (4.6.) имеет вид:

z1 = z1c + z1в, (4.7.)

где: z1c - решение собственных колебаний;

z1в - решение вынужденных колебаний.

(4.8.)

где - частота собственных колебаний;

- частота вынужденных колебаний.

Исходя из условия обеспечения плавности хода, рассматривается режим резонансных колебаний, т.е. =.

Постоянные А 1 и В 1 определяем из начальных условий: t=0, z1=0,

Поделив эти выражения друг на друга, получим:

tg = tg;

= ; A1= -B1.

Решение (4.7) примет вид:

= и Е 1=-.

Решение примет вид:

z1=B1*2*E1*t*sin(*t - ) (4.9.)

Подставим z1, и в начальное уравнение (4.6.). После подстановки и привидения подобных получим:

. (4.10.)

Получим, что с течением времени амплитуда колебаний нарастает, т.е. решение зависит от времени.

Вычислим приращение амплитуды колебаний за один период Т.

Т=2* / .

(4.11.)

где m - масса обрессореных частей вагона:

m= (P+T-4*Pкп -4*Рбр)=(63+15.6-4*1,25-4*0,495)= 716,2 (кН).

==

При движении вагона необходимо ликвидировать нарастание амплитуды колебаний . Чтобы погасить нарастание выбираем фрикционный гаситель колебаний.

Устойчивые колебания вагона с частотой, при которой обеспечивается плавность хода будут иметь место, если за период колебаний приращение потенциальной энергии будет равна работе гасителей колебаний рессорного подвешивания, т.е.:

П=W (4.12.)

П=С* z0*z1. (4.13.)

Из условия П=W получим:

(4.14.)

С другой стороны, коэффициент трения равен:

(4.15.)

где Рупр - реакция рессорного подвешивания:

Рупр =Рст =С * fст=511,56*0,05=25,58 (кН).

Вывод: Из условия плавности хода вагона по неровности получили требуемый коэффициент относительного трения .

5. Расчет параметров гасителя колебаний, исходя из требуемых коэффициентов сопротивления

Исходные данные:

= 0,25 - коэффициент трения между трущимися поверхностями клина и фрикционной планкой;

₁ = 0,3 - коэффициент трения между трущимися поверхностями клина и надрессорной балкой;

₁ = 45;

₂ = 3;

С_кл - 607,2 кН/м - жесткость пружины, поддерживающей фрикционный клин;

С ₀ = 5С_кл = 3036 кН/м - суммарная жесткость основных пружин комплекта;

z = f_ст = 0,05 м - прогиб основных пружин.

Определим прогиб пружин, поддерживающих клинья:

, (5.1.)

м.

Условия равновесия клина при действии на него сил трения, реакций надрессорной балки, фрикционных планок боковых рам тележек и усилия пружин определяются из схемы (рис. 5.2):

где Р_а = z_клС_кл - реакции пружин, поддерживающих фрикционный клин;

N_н и N_{н 1} - нормальные давления при нисходящем движении системы между трущимися поверхностями клина соответственно с фрикционной планкой и надрессорной балкой;

N_в и N_{в 1} - то же при восходящем движении системы;

F_н, F_{н 1}, F_в, F_{в 1} - силы трения, соответствующие нормальным давлениям N_н, N_{н 1}, N_в, N_{в 1}.

Эти условия выражаются следующими выражениями:

- при движении вниз (рис. 5.2, а)

N_н(cos₂ + sin₂) - N_{н 1}(sin₁ - ₁cos₁) = 0;

N_н(sin₂ - cos₂) + N_{н 1}(cos₁ + ₁sin) = Р_а

Из этих уравнений имеем:

_н = (1+ ₁)cos(₁ - ₂) + (₁ - )sin(₁ - ₂) = (1 + 0,250,3)cos(45 - - 3) + (0,3-0,25) sin(45 - 3) = 0,8323.

Тогда силы трения составят:

, (5.2.)

, (5.3.)

кН

кН

- при движении вверх (рис. 5.2, б)

, (5.4.)

, (5.5.)

где _в = (1 + ₁)cos(₁ - ₂) - (₁ - )sin(₁ - ₂) = (1 + 0,250,3)cos(45 - 3) - (0,3-0,25)sin(45 - 3) = 0,7654

кН,

кН.

Коэффициенты относительного трения клинового гасителя для движения вверх и вниз:

, (5.6.)

, (5.7.)

где Р_н и Р_в - нагрузки на рессорный комплект соответственно при движении вниз и вверх.

Эти силы составляют:

- для нисходящего движения

Р_н = 5^.С 0z + 2С_клz_кл + 2F_н, (5.8.)

- для восходящего движения

Р_в = 5^.С ₀z + 2С_клz_кл - 2 *F_в, (5.9.)

Р_н = 5^. 5330,05 + 25330,048 + 23,7654 = 191,4158 кН;

Р_в = 2^.533^.0,045+5^.0,05^.533-2^.7,6003=168,684кН.

;

.

Определим средний коэффициент относительного трения:

,

_т.ср > _тр или 0,1709 > 0,03.

Вывод: Полученный средний коэффициент относительного трения _т.ср = 0,1709 удовлетворяет условиям плавности хода вагона по неровностям, его значение больше минимального значения _тр = 0,027. Поэтому гаситель колебаний будет гасить возмущения вагона, движущегося по неровностям.

6. Проверка устойчивости вагона от опрокидывания

При движении вагона по кривому участку пути на него действует центробежная сила H_ц, которая при неблагоприятном сочетании с ветровой нагрузкой H_в и поперечными инерционными силами от боковых колебаний кузова на рессорах, создает опрокидывающий момент.

Устойчивость вагона от опрокидывания наружу кривой характеризуется коэффициентом поперечной устойчивости:

, (6.1.)

где Р_д - полная динамическая нагрузка от колеса на наружный рельс;

Р_ст - статическая нагрузка на одну сторону колес вагона;

[К_у]- допустимый коэффициент поперечной устойчивости, [К_у]= 0,5

Статическая нагрузка на одну сторону колес вагона находится по формуле:

, (6.2.)

где Р - грузоподъемность, Р = 63 т.;

Т - масса тары вагона, Т = 15,6 т.

(т.) = 393 кН

Полная динамическая нагрузка от колес на наружный рельс определяется по формуле:

, (6.3.)

где Н_цк и Н_цт - равнодействующие центробежных сил кузова и тележки;

Н_вк и Н_вт - результирующие силы бокового давления ветра на кузов и тележку;

h_ц и h_в - высота сил Н_цк и Н_вк над уровнем головок рельсов;

2S - расстояние между кругами катания колесной пары, 2S = 1,52 м.;

Р_к - вес кузова;

- горизонтальные поперечные перемещения центра тяжести кузова от действия боковых сил, = 0,15 м.

Для расчета принимаем боковые силы в соответствии с нормами расчета вагонов на прочность. Центробежная сила кузова равна 10 % от веса кузова, центробежная сила тележки равна 7,5 % от веса тележки.

Н_цк = 0,1(Т - 2Р_т), (6.4.)

Н_цт = 20,075Р_т, (6.5.)

где Р_т - вес тележки 18-100, Р_т = 4,68 т,

Т - тара вагона, Т=15,6 т.

Н_цк = 0,1(15,6-24,68) = 0,624 (т) = 6,24 кН,

Н_цт =20,0754,68 = 0,702 (т) = 7,02 кН.

Ветровая нагрузка принимается из расчета, что давление ветра приходится на боковую проекцию кузова и тележки и равно 500 Н/м ².

Н_вк = F_к500, (6.6.)

Н_вт = F_т500, (6.7.)

где F_к - площадь боковой проекции кузова;

F_т - площадь боковой проекции тележки.

F_к = 2Lh, (6.8.)

F_т = 2(2l_т + 2r)2r, (6.9.)

где: 2L- длина вагона по концевым балкам (длина кузова), 2L=10,80 м;

h - высота кузова, h=3,00 м;

2l_т - база тележки, для 18-100 2l_т =1,85 м;

r - радиус колеса, r = 0,475 м.

F_к = 10,803,00 = 32,40 м ²

F_т = 2(1,85 + 0,95)0,95 = 5,32 м ²

Н_вк = 32,40500 = 16,20 кН,

Н_вт = 5,32500 = 2,66 кН.

Высота центра тяжести вагона отсчитывается от уровня любой горизонтальной плоскости:

, (6.10.)

где Р_i - вес i-го элемента вагона;

h_i - высота центра тяжести i-го элемента от рассматриваемого уровня.

При расчетах вагонов, согласно нормам расчета вагонов на прочность, центр тяжести тележки принимается на уровне осей её колесных пар.

А центр тяжести кузова с грузом на расстоянии 1,8 м от этого уровня.

hц = hцт +1,8, (6.11.)

где hц - расстояние до центра тяжести кузова с грузом;

hцт - расстояние до центра тяжести тележки.

hц = 0,475+1,8=2,275 (м).

Высота геометрического центра площади продольного очертания вагона:

, (6.12.)

где F_i - площадь продольного очертания i-го элемента;

h_вi - высота геометрического центра i-го элемента от рассматриваемого уровня.

При упрощенных расчетах принимается, что геометрический центр площади продольного очертания вагона располагается на пересечении диагоналей продольного очертания кузова.

h_в = + 1,415 = 1,27 + 1,415 = 2,685 м. (6.13.)

Определим полную динамическую нагрузку от колес на наружный рельс:

кН

Определим коэффициент поперечной устойчивости:

Вывод: Вагон устойчив от опрокидывания в кривой, т.к. полученный коэффициент поперечной устойчивости меньше допускаемого К_у < [К_у]или 0,218 < 0,5.

7. Определение усилий, действующих на колесную пару в кривой и проверка запаса устойчивости колесной пары

Передние колеса тележек вагонов при движении по кривым, а часто и на прямых участках пути набегают гребнями на боковые грани головок рельсов. Угол набегания (рис. 7.1,а 1) может доходить до 0,01 рад. и даже несколько больше в крутых кривых. Место контакта гребня с головкой рельса находится впереди от вертикального радиуса колеса (рис. 7.1,б) на величину

= r_ktgtg.

Если горизонтальная сила динамического давления колеса на головку рельса Р_б велика, а вертикальная Р_в мала, то гребень колеса не будет скользить по головке рельса. Мгновенный центр вращения переместится в точку контакта К (рис. 7.1, б), при дальнейшем движении гребень накатится на головку рельса и произойдет сход. Чтобы гребень скользил вниз по головке рельса, т.е. колесо не вкатывалось на головку рельса, необходимо соблюдать условие устойчивости:

, (7.1.)

где К_у - коэффициент запаса устойчивости колеса;

- угол наклона образующей гребня и горизонтальной плоскости, = 60;

- коэффициент трения, = 0,25;

Р_{в 1} - вертикальная реакция правого набегающего колеса на головку рельса;

Р_б - горизонтальная реакция набегающего колеса на головку рельса.

Определим вертикальные реакции:

, (7.2.)

, (7.3.)

где - статическая нагрузка на шейку;

в =1,018 м.; а ₂ = 0,264 м.;

а ₁ = 0,217 м.; l = 1,555 м.;

r =0,475 м.;

К_дв - коэффициент вертикальной динамики;

К_дг - коэффициент горизонтальной динамики;

Н_р - рамное усилие;

G_кп - вес колесной пары, G_кп = 1,25 т = 12,5 кН.

Статическая нагрузка на шейку:

, (7.4.)

где Р ₀ - осевая нагрузка, Р ₀ = 196,5 кН;

кН.

Коэффициент вертикальной динамики /1, стр. 106/:

, (7.5.)

где _в - величина, зависящая от осности тележки, _в = 1;

А - величина, зависящая от гибкости рессорного подвешивания вагона,

А = 8,125(f_ст - 0,0463) = 0,03;

В - величина, зависящая от типа вагона, В = 0,000594;

V - скорость движения вагона, V = 33 м/с;

f_ст - статический прогиб рессорного подвешивания, f_ст = 0,05 м.

.

Коэффициент горизонтальной динамики /1, стр.106/:

К_дг = _г(0,038 + 0,0038V), (7.6.)

где _{г -} величина, зависящая от осности тележки, _г = 1;

- величина, зависящая от гибкости рессорного подвешивания, = 1.

К_дг = 11(0,038 + 0,003833) = 0,16.

Рамное усилие:

, (7.7.)

где Р_бр - вес брутто вагона, Р_бр = 786 кН;

m₀ - количество осей на вагоне, m₀ = 4.

кН.

Вычислим вертикальные реакции:

Горизонтальная реакция набегающего колеса на головку рельса будет равна:

Р_б = Н_р + Р_{в 2} = 31,44 + 0,25*36,980= 40,685, (7.8.)

Коэффициент запаса устойчивости колеса:

Вывод: Колесная пара устойчива в кривой, т.к. коэффициент запаса устойчивости колеса К_у = 2,47 больше минимального допустимого значения.

8. Расчет на прочность кузова от действия вертикальных нагрузок

Основными вертикальными нагрузками, действующими на кузов вагона, является собственный вес кузова и вес груза. Поэтому при расчете надо учитывать массы элементов кузова, которые даны в табл.8.1 /4, стр.43/.

Таблица 8.1. Ориентировочные массы элементов кузова полувагона

Название	Количество на вагон	Масса, кг	Доля массы элементов кузова на хребтовую балку боковую стену
Хребтовая балка	1	2093	1	--
Концевая балка	2	447,2	0,625	0,187
Промежуточная балка	6	376,35	0,625	0,187
Шкворневая балка	2	633	0,625	0,187
Боковая стена	2	4280	0	0,5
Торцевая стена	2	846,5	0	0,5
Тормозное оборудование	1	500	1	0
Автосцепное оборудование	2	100	1	0
Крышки люков	22	2183,9	0,5	0,25
Элементы сборки рамы кузова	-	1000	0,5	0,25
Средняя поперечная балка	2	633	0,625	0,187
		130,09 кН

1. Расчетные нагрузки от собственного веса:

,

где: Рбс - вес боковой стены, Рбс = 42,8 кН;

Ркл - вес крышек люков, Ркл = 21,839 кН;

Ртс - вес торцовых стен, Ртс = 8,465 кН;

Рпб - вес промежуточных балок, Рпб = 3,7635 кН;

Рспб - вес средних поперечных балок, Рспб = 6,33 кН;

2L - длина вагона по концевым балкам, 2L = 19.74 м.

2. Нагрузки от веса груза:

3. Суммарная нагрузка:

q_б = 2,75+5,97 = 8,72 (кН/м),

q_хр = 1,09+19,95=21,04 (кН/м).

4. Расчет полувагона на вертикальные нагрузки:

При расчете кузова цельнометаллического четырехосного полувагона принимают следующие допущения:

- не учитывают сопротивления деформациям кручения в стержнях открытого профиля ввиду их небольшой величины. Считают угловые связи между закручиваемыми и изгибаемыми стержнями по оси закручивания отсутствующими;

- не учитывают силы взаимодействия поперечных балок с продольными элементами по оси Х ввиду небольших перемещений узлов по оси Х и недостаточной погонной жесткости поперечных балок относительно вертикальной оси (EJz / l). Считают линейные связи по оси Х между поперечными балками и продольными элементами (хребтовой балкой и нижней обвязкой) рамы отсутствующими;

- не учитывают сопротивление изгибу стоек боковой стены при деформации поперечных балок в поперечной вертикальной плоскости, предполагая недостаточную жесткость стоек (EJx/l) по сравнению с жесткостью поперечных балок (EJx/l). Угловые связи по оси Х между указанными элементами предполагаются отсутствующими;

- не учитывают сопротивление изгибу нижней обвязки боковой стены в горизонтальной плоскости, т.к. в случае поворота узла вокруг оси Z изгибающие моменты в нижней обвязке намного меньше изгибающих моментов в поперечных балках. Считают, что поперечные балки имеют связи по оси Z c нижней обвязкой.

На основании сделанных допущений кузов можно представить в виде схемы, в которой боковая стена опирается через вертикальные линейные связи на хребтовую балку.

Вертикальные нагрузки симметричны относительно продольной и поперечной плоскостей симметрии кузова. Представляется возможным в качестве расчетной схемы кузова принять одну четвертую его часть (рис. 8.1, а).

В принятой расчетной схеме все элементы испытывают деформации изгиба и сдвига. Деформации сдвига незначительны и при расчете коэффициентов _ij, _ip учитываются.

Основная система может бать получена устранением линейных связей между поперечными балками (кроме шкворневой) и боковой стеной (рис. 8.1, б).

Составим систему канонических уравнений:

;

Построим единичные и грузовую эпюры.

Дальнейший расчет ведем с помощью программы RAMA 3. Площади сечений и моменты инерции, необходимые для расчетов, приведены в табл.8.2. Расчет на RAMA 3 приведен в приложении 2.

Таблица 8.1. Моменты инерции и площади сечений элементов конструкции кузова

Элемент кузова	Площадь сечения F, м 2	Момент инерции J, м 4
Хребтовая балка	1,02*10-2	2,96*10-4
Шкворневая балка	1,1415*10-2	9,62*10-5
Промежуточная балка	3,979*10-3	3,26*10-6
Верхняя обвязка	2,81*10-3	4,64*10-6
Концевая балка	2,5*10-3	5,54*10-4

Самый большой момент по результатам вычислений получился в хребтовой балке М=477,05 (кН * м). Поэтому расчет по допускаемым напряжениям ведем в сечении хребтовой балки:

,

где: _хр = 325 МПа, допускаемое напряжение для стали 09Г 2Д;

W_у = 1521*10^-6 (м ³) - момент сопротивления для сечения хребтовой балки.

.

Вывод: Напряжение, полученное в результате расчетов меньше по значению, чем допускаемые напряжения. Т.е. кузов вагона выдержит максимальный изгибающий момент.

9. Вписывание вагона в габаритное условие прохождения сортировочных горок

Вписать в габарит 1-Т четырехосный полувагон (аналог модели 12-4004).

Исходные данные:

1. База вагона 2l = 15,69 м;

2. Длина консольной части n_к=2,025 м;

3. Полуширина вагона В ₀=1,513 м;

4. Полубаза тележки 18-100 р = 0,925 м.

Горизонтальные размеры. Максимально допустимые горизонтальные размеры вагона получаются путем уменьшения поперечных размеров соответствующего габарита подвижного состава с каждой стороны на величины ограничений Ео, Ев, Ен поперечных смещений вагона при вписывании в кривую расчетного радиуса с учетом наибольших допускаемых износов и зазоров деталей его ходовых частей. Максимально допускаемая ширина вагона определяется по формуле:

2Вi = 2*(Во - Еi), (9.1)

где: Вi - максимальная полуширина вагона по соответствующему сечению на рассматриваемой высоте, мм;

Во - полуширина соответствующего габарита подвижного состава на той же высоте, мм;

Еi - одно из указанных выше ограничений, мм.

Для направляющих (по пятнику) поперечных сечений ограничения определяются в мм по формуле:

Ео=0,5* (Sк - d_г) +q +W+ [k₁-k₃]- k. (9.2.)

Для поперечных сечений вагона, расположенных между его направляющими сечениями ограничение определяют в мм:

Ев = 0,5*(S_{к -} d_г) +q + W + [k₂*(2l -n)*n + k_{1 -} k₃]- k. (9.3.)

Для поперечных сечений вагона, расположенных снаружи по консоли ограничение определяется в мм по формуле:

Ен = [0,5*(S_{к -} d_г) +q + W]* + [k₂*(2l + n_к)* n_к - k_{1 -} k₃]- k, (9.4.)

где: S_{к -} максимальная ширина колеи в кривой расчетного радиуса, S_к=1546 мм;

d_{г -} минимальное расстояние между наружными гранями предельно изношенных гребней колесной пары, мм:

d_г = d + 2* t, (9.5.)

где: d - минимальное допускаемое расстояние между внутренними гранями ободов колесной пары, d = 1437мм;

t - минимальная толщина гребня колеса, t = 25 мм;

d_г = 1437+2*25=1487 (мм);

q - суммарное наибольшее поперечное перемещение в направляющем сечении в одну сторону из центрального положения рамы тележки относительно колесной пары вследствие наличия зазоров при максимальных износах в буксовом узле и в узле сочленения рамы и тележки с буксой, мм; q состоит из следующих смещений по элементам:

1. Буксы относительно оси колесной пары - 1мм,

2. Рамы тележки относительно буксы - 2 мм,

3. Фрикционного клина относительно рамы тележки - 20 мм,

4. Надрессорной балки относительно середины фрикционного клина - 4 мм,

q = 1+2+20+4 =27 (мм);

W - суммарное наибольшее поперечное перемещение в направляющем сечении в одну сторону из центрального положения кузова относительно рамы тележки вследствие зазоров при максимальных износах и упругих колебаний в узле сочленения кузова и рамы тележки (смещение пятника по подпятнику), W = 4 мм (для тележки 18-100);

k - величина на которую допускается выход вагона, проектируемого по габаритам 0-ВМ, 02-ВМ, 03-ВМ, за очертание этих габаритов в кривой радиусом R=250 м, k = 0 мм для габарита 1-Т;

k₁ - величина дополнительного поперечного смещения в кривой расчетного радиуса R=200м для габаритов Т и 1-Т), мм:

k₁=, (9.6.)

k₁= (мм);

k_{2 -} коэффициент, зависящий от величины расчетного радиуса кривой:

k₂= (мм /м ²); (9.7.)

k_{3 -} уширение габарита приближения строений в расчетной кривой, k₃=180 мм для габарита 1-Т;

n - расстояние от рассматриваемого поперечного сечения вагона до его ближайшего направляющего сечения:

n = (м) (9.8.)

n_к - длина консоли, n_к = 2,025 м.

Если при проектировании кузова вагона в формулах для Ео, Ев, Ен отдельно взятая величина окажется отрицательной, то ее не учитывают, т.е. принимают равной 0:

[k₁-k₃]- k = 2,14-180-0 = -177,86;

[k₂*(2l -n)*n + k_{1 -} k₃]- k = 2,5*(15,69-7,845)*7,845+2,14-180-0 = -24;

[k₂*(2l + n_к)* n_к - k_{1 -} k₃]- k = 2,5*(15,69+2,025)*2,025-2,14-180-0 = -112,96, т.е. эти величины не учитывают.

При этом расчет ограничений Ео, Ев, Ен (с некоторыми допущениями) производится из условия вписывания в габарит на прямом участке пути по формуле:

Ео^п = Ев^п = 0,5*(S_{n -} d_г) +q + W, (9.9.)

Ен^п = [0,5*(S_{n -} d_г) +q + W]* , (9.10.)

где S_n - максимальная ширина колеи прямой, S_n=1530 мм.

Ео^п = Ев^п= 0,5*(1530-1487)+27+4=52,5 (мм),

Ен^п = [0,5*(1530-1487)+27+4]*=52,5*1,24=65,1(мм).

Определяем ширину вагона в соответствующих сечениях по формуле (9.1.):

2Во=2Ввн = 2*(1513-52,5)=2921 (мм),

2Вн= 2*(1513-65,1)=2896 (мм).

Вагон вписывается в габарит.

Вертикальные размеры. Для получения наименьшего допустимого возвышения кузова и укрепленных на нем частей над уровнем головки рельса необходимо к размерам по высоте h_г соответствующей габаритной рамки прибавить величину возможного в эксплуатации понижения этих частей:

h_min = h_г + h_i, (9.11)

где h_min - наименьшего допустимого возвышения кузова и укрепленных на нем частей над уровнем головки рельса;

h_г - размер по высоте соответствующей габаритной рамки, h_г = 340 мм для габарита 1-Т;

h_{i -} сумма ниже перечисленных величин:

h₁ - уменьшение толщины обода колеса в результате обточек его при ремонтах, проката и наличия местных выбоин на поверхности катания. Итоговая величина этого понижения определяется как разность между проектной толщиной обода нового колеса и допустимой в эксплуатации наименьшей толщиной обода колеса:

h₁=0,5*(D_max - D_min), (9.12.)

где: D_max - максимальный проектный размер колеса, Dmax=964 (мм);

D_min - минимальный проектный размер колеса, D_min=844 (мм).

h₁=0,5*(964-844)=60 (мм);

h_{2 -} понижение за счет износов опорных поверхностей, жестко опирающихся непосредственно на буксы частей (боковая рама тележки, балансиры и т.п.), h₂ = 2 мм;

h₃ - износ по толщине пятника и подпятника, h₃ = 5 мм;

h₄ - равномерная статическая осадка рессорных комплектов вследствие старения пружин и рессор, h₄ = 10 мм;

h₅ - равномерный прогиб центрального подвешивания от расчетной нагрузки, h₅ = 49 мм.

h_1-5 = 60+2+5+10+49 = 126 (мм).

h₆ - понижение кузова:

h₆ = h₁ + h₂ + h₃ + h₄ + h₅ + , (9.13.)

где z - собственный прогиб максимально нагруженной в среднем сечении хребтовой балки подвижного состава, z = 7мм.

h₆ =126 + (мм).

hmin = 340+133 = 473 (мм).

Максимальная высота от уровня головок рельсов Hmax

Высота кузова по габариту:

Hг =hmin +H

По высоте кузов вписывается.

Для подвижного состава при проверке на проход горба сортировочной горки:

h₇- понижение кузова и укрепленных на нем частей, обусловленное вертикальной кривой горба сортировочных горок:

h₇ = 2* n *(l - n) + 0.5 *(2р)², (9.14.)

h₇ = 2*7,845*(15,69-7,845) +0,5*1,85² =124,8 (мм).

Минимальная допускаемая высота нижней части кузова по условию прохода вертикальных кривых сортировочных горок для внутренних сечений:

H_Rв = h₆ + h₇ = 133 + 124,8 = 257,8 (мм).

Условие прохождения сортировочных горок:

H₆ H_Rв,

H₆ = 340+133= 473 > 257, т.е. условие выполняется.

Вывод: Вагон вписывается в габарит и удовлетворяет условию прохождения сортировочных горок.

Размещено на Allbest.ru

...