Pobierz ten numer w pdf

Transkrypt

prof. dr hab. inż. Krzysztof Magnucki
Politechnika Poznańska
Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR”
dr inż. Paweł Kuligowski
dr Leszek Wittenbeck
Zginanie sprężystych belek trójwarstwowych
z rdzeniem falistym
W pracy opisano model teoretyczny belki-pasma trójwarstwowego z rdzeniem wykonanym z cienkiej pofałdowanej blachy. Sformułowano sztywności tego pasma i wyznaczono jego ugięcia. Wyróżniono dwa kierunki zginania walcowego pasma, jeden zgodny z
kierunkiem pofałdowania rdzenia, drugi prostopadły do pofałdowania. Ugięcia wyznaczone analitycznie porównano z ugięciami uzyskanych doświadczalnie. Wykazano poprawność modelu analitycznego w zakresie zginania pasma płytowego – belki trójwarstwowej w dwóch charakterystycznych kierunkach. Praca jest realizowana w ramach
projektu rozwojowego nr R 10 0047/06/2009 „Konstrukcja pojazdu szynowego z zastosowaniem najnowszych lekkich materiałów o wysokich parametrach wytrzymałościowych i o minimalnym oddziaływaniu na środowisko”
1. Wprowadzenie
Pudła wagonów osobowych są konstrukcjami cienkościennymi, których rozwój trwa od ponad stu lat, co
krótko scharakteryzowali Magnucki, Kuligowski i
Kruś [9]. Podstawy mechaniki konstrukcji cienkościennych z uwzględnieniem zagadnień wytrzymałości
i stateczności przedstawiono m.in. w pracach
[4],[7],[11],[13] i [14]. Konstrukcje warstwowe, z
uwagi na swe właściwości mechaniczne, są stosowane
od wielu lat w budowie samolotów lub pojazdów kosmicznych. Podstawy mechaniki tych konstrukcji
omówiono w [3] i [10]. Modelowanie płyt trójwarstwowych z rdzeniem o strukturze falistej opisano w
[1],[2],[5],[6],[8] i [12].
Przedmiotem badań są aluminiowe belki-pasma
trójwarstwowe z rdzeniem wykonanym z cienkiej
blachy falistej o długości L i szerokości a poddane
czystemu zginaniu. Połączenie okładzin z rdzeniem
zrealizowano za pomocą cienkiej warstwy kleju. Sposób obciążenia belki-pasma, taki jak dla czteropunktowego zginania, dwoma siłami skupionymi przyłożonymi symetrycznie względem jej środka przedstawiono na rys.1. Przyjęto następujące własności mechaniczne materiału oraz wymiary geometryczne:
E = 69000 MPa, ν = 0.3, L = 750 mm, L1 = L0 = 250
mm.
Rozpatrzono zależność między momentem zginającym a ugięciem dla wzdłużnego i poprzecznego
ułożenia pofałdowania rdzenia.
POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012
Rys.1. Schemat obciążenia belki-pasma trójwarstwowego
2. Sztywności belki
Przekrój poprzeczny analizowanej belki-pasma płytowego przedstawiono na rys. 2.
Rys.2. Przekrój poprzeczny belki-pasma płytowego
trójwarstwowego
gdzie:
a0 – podziałka pofałdowania
tc – wysokość pofałdowania
t0 – grubość blachy falistej
tf – grubość okładzin
H – całkowita wysokość pasma
1
Założono, że powierzchnia środkowa pofałdowanego
rdzenia ma kształt sinusoidalny:
f c (x ) =
1
t c (1 − x 0 )sin (2πξ ) ,
2
(1)
gdzie x0 i ξ bezwymiarowe zmienne zdefiniowane
poniżej:
3. Model analityczny belki trójwarstwowej
Zależność między momentem zginającym Mb i
funkcją ugięcia w(y) w osi obojętnej, w oparciu o teorię zginania belek Eulera-Bernoulli’ego, zapisano w
postaci:
a ⋅ Dy
t
x
.
x0 = 0 , ξ =
tc
a0
Bezwymiarową długość powierzchni środkowej
jednej podziałki pofałdowanego rdzenia zapisano jako:
1
S0 = ∫ 1 + c0 cos 2 (2πξ ) dξ ,
2
d 2w
= −M b .
dy 2
(8)
Moment gnący w części środkowej belki (L 1 ? y ?
L 1 + L 2) określono zależnością:
M b ( y ) = − F1 y + F1 ( y − L1 )
(2)
(9)
0
gdzie:
c0 =
π tc
(1 − x0 ) .
a0
Równanie (8) podwójnie całkowano przyjmując
następujące warunki brzegowe dla stałych całkowania:
Całkowitą powierzchnię przekroju poprzecznego
oraz moment bezwładności na jednostkę długości
względem osi y przedstawiono w postaci wyrażenia:
Ax = (2 + k ) ⋅ t f ,
Ix =
[ (
(3)
)
) ]
(
1 3
2
2
t c 2 x1 4 x1 + 6 x1 + 3 + 3 x 0 1 − x 0 S 1 , (4)
12
w (0 ) = 0,
dw
(L 2 ) = 0 .
dy
Funkcję ugięcia dla części środkowej (L 1 ≤ y ≤ L 1 + L 2)
można, więc zapisać w postaci:
w( y ) =
F1
a ⋅ Dy
1
 1 3 1

3
 − 6 y + 6 ( y − L1 ) + 2 L1 (L − L1 )y 


(10)
gdzie:
x1 =
tf
tc
3
k=
,
x0
,
2
4 x1 S 2 x0 + 3 ⋅ 1 − x0 ⋅ S3
1
[
2
(
) ]
Maksymalne ugięcie wmax = w (L 2 ) jest równe:
S1 = ∫ sin 2 (2πξ ) 1 + c0 cos 2 (2πξ ) dξ ,
2
wmax =
0
1
4
S2 = ∫
0
dξ
1 + c0 cos 2 (2πξ )
2
1
4
4 2
F1 L3 λ1 
 1 − λ1 
3
a ⋅ Dy 8 

(11)
gdzie:
,
L1
.
L
Zależność między momentem gnącym a promieniem
krzywizny ma postać:
λ1 =
S1 = ∫ sin 2 (2πξ ) 1 + c0 cos 2 (2πξ ) dξ .
2
Mg
1
=
,
R a ⋅ Dy
0
Całkowitą powierzchnię przekroju poprzecznego
oraz moment bezwładności na jednostkę długości
względem osi x przedstawiono w postaci wyrażenia:
Ay = tc (2 x1 + x0 ⋅ S 0 ) ,
(12)
gdzie:
R – promień krzywizny.
(5)
3
x 
1 3
2
(6)
t c  2 x1 4 x1 + 6 x1 + 3 + 0  .
S 0 
12 
Sztywności zginania pasma płytowego trójwarstwowego z pofałdowanym rdzeniem zapisano w postaci:
(7)
Dx = E ⋅ I y ,
Dy = E ⋅ I x ,
Iy =
(
gdzie:
E – moduł Young’a.
2
)
Rys. 3. Schemat ugięcia belki-pasma
Dla małych ugięć (f << c) współczynnik Mg / f można
zapisać w postaci:
Mg
gdzie:
f
=
2 ⋅ a ⋅ Dy
c2
,
(13)
f – strzałka ugięcia,
c – odcinek pomiarowy.
Dla belki-pasma trójwarstwowego z wzdłużnie pofałdowanym rdzeniem o następujących parametrach: t0
= 0.3 mm, tf = 1 mm, tc = 9.5 mm, a0 = 14 mm, c = 50
mm wyznaczono, z zależności (11) i (13), następujące
wartości: wmax = 28.933 mm, Mg / f = 331.226
Nm/mm.
Zależności na maksymalne ugięcie wmax i współczynnik Mg / f dla pofałdowania poprzecznego uzyskano poprzez zastąpienie zmiennej y przez zmienną x
w zależnościach (11) i (13). Wówczas otrzymano następujące wartości: wmax = 31.399 mm, Mg / f
= 305.210 Nm/mm.
4. Badania eksperymentalne belek
Sztywności rozważanych belek trójwarstwowych
wyznaczono również doświadczalnie. Specjalne stanowisko zbudowane na bazie maszyny Zwick Z100
realizowało zginanie 4-punktowe badanych obiektów.
Ogólny widok stanowiska przedstawiono na rys. 4. W
[15] omówiono szczegóły badań doświadczalnych.
Czteropunktowe zginanie belek zrealizowano za pomocą układu rozciąganych belek, co umożliwiło uniknięcie powstanie sił poziomych w badanych obiektach.
Siłę obciążającą F1 mierzono siłomierzem tensometrycznym S9 50 kN firmy HBM, natomiast do pomiaru
ugięć f zastosowano trzy czujniki indukcyjne WA 10
mm HBM. Układ pomiarowy przedstawiono na rys. 5.
Podczas badań stanowiskowych rejestrowano wartości
sił F1 i ugięć f.
Rys. 5. Schemat pomiaru ugięć
5. Porównanie wyników
Rezultaty obliczeń analitycznych oraz badań doświadczalnych w postaci współczynnika Mg / f, dla
belki z rdzeniem pofałdowanym wzdłuż dłuższego
boku, zestawiono w tabeli 1, a dla belki z rdzeniem
pofałdowanym poprzecznie do dłuższego boku w
tabeli 2.
Rezultaty analiz dla belki z rdzeniem pofałdowanym wzdłuż
Tabela 1
dłuższego boku
L.
p.
t0
[mm]
tf
[mm]
1
0.3
1
Współczynnik Mg/f
[Nm/mm]
AnalityczDoświadnie
czalnie
331.22
330.1
Różnica
[%]
0.34
Rezultaty analiz dla belki z rdzeniem pofałdowanym poprzecznie do dłuższego boku
Tabela 2
L.
p.
t0
[mm]
tf
[mm]
1
0.3
1
Współczynnik Mg/f
[Nm/mm]
AnalityczDoświadnie
czalnie
305.21
304.9
Różnica
[%]
0.10
6. Zakończenie
Przedmiotem rozważań było czteropunktowe zginanie aluminiowej belki trójwarstwowej z rdzeniem
wykonanym z blachy falistej. Rozpatrzono obciążenie
w kierunku zgodnym oraz prostopadłym do pofałdowania rdzenia. Przedstawiono zależności określające
sztywności belki w obu kierunkach. Z rezultatów
przedstawionych w tabeli 1 i 2 wynika, że belka trójwarstwowa z rdzeniem pofałdowanym wzdłuż długości belki jest sztywniejsza niż w kierunku prostopadłym. Maksymalna różnica między wynikami obliczeń
analitycznych oraz badań doświadczalnych, nieprzekraczająca 0.34%, wskazuje na wystarczającą zbieżność rezultatów a tym samym potwierdza poprawność
modelu obliczeniowego.
Rys. 4. Ogólny widok stanowiska
3
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
4
Abbes B., Guo Y.Q., Analytic homogenization for
torsion of orthotropic sandwich plates: Application
to corrugated cardboard. Composite Structures, 92,
699-706, 2010.
Aboura Z., Talbi N., Allaoui S., Benzeggagh M.L.,
Elastic behaviour of corrugated cardboard: experiments and modeling. Composite Structures, 63, 5362, 2004.
Allen H.G., Analysis and design of structural sandwich panels. Pergamon Press, Oxford, London, Edinburgh, New York, Sydney, Paris, 1969.
Brzoska Z., Statyka i stateczność konstrukcji prętowych i cienkościennych. PWN, Warszawa 1965.
Carlsson L.A., Nordstrand T., Westerlind B., On the
elastic stiffnesses of corrugated core Sandwich.
Journal of Sandwich Structures and Materials, 3,
253-267, 2001.
Cheng Q.H., Lee H.P., Lu C., A numerical analysis
approach for evaluating elastic constants of sandwich structures with various core. Composite Structures, 74, 226-236, 2006.
Doyle J.F., Nonlinear analysis of thin-walled structures. Static, dynamic and stability. Springer, New
York, Berlin, Heidelberg, Barcelona, Singapore, Tokyo, 2001.
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
Hohe J., Becker W., Effective stress-strain relations
for two-dimensional cellular sandwich core:
Homogenization, material modes, and properties.
Applied Mechanics Reviews, 55 (1), 61-87, 2002.
Magnucki K., Kuligowski P., Kruś M., Pudła
wagonów osobowych: Wybrane zagadnienia. Pojazdy
Szynowe, 2011.
Plantema F.J., Sandwich construction. The bending
and buckling of sandwich beams, plates and shells.
John Wiley & Sons, Inc., New York, London, Sydney,
1966.
Sun C.T., Mechanics of aircraft structures. John
Wiley & Sons, Inc., New York, 2006.
Talbi N., Batti A., Ayad R., Guo Y.Q., An analytical
homogenization model for finite element modeling of
corrugated cardboard. Composite Structures, 88,
280-289, 2009.
Teng J.G., Rotter J.M., (Eds.), Buckling of thinwalled shells. Spon Press, Taylor & Francis Group,
London, New York, 2004.
Ventsel E., Krauthammer T., Thin plates and shells.
Theory, analysis and applications. Marcel Dekker,
Inc, New York, Basel, 2001.
Wasilewicz P., Jasion P., Badania wytrzymałościowe
struktur typu sandwich. Raport nr 21-361/2010,
Politechnika Poznańska, Poznań 2010.
Prof. dr hab. inż. Paweł Piec,
Politechnika Krakowska
mgr inż. Paweł Urbańczyk
Instytut Kolejnictwa
Wyniki stanowiskowych badań segmentowych
żeliwnych wstawek hamulcowych
W artykule przedstawiono wyniki badań stanowiskowych nowego typu segmentowych wstawek
hamulcowych wykonanych z żeliwa P10.
Oznaczenia
Nr pr.– numer próby
m
– masa wagonu (dla badań stanowiskowych
symulowana) [t]
v
– początkowa prędkość hamowania [km/h]
F
– siła docisku klocków hamulcowych do koła
[kN]
s
– droga hamowania [m]
vnom – nominalna początkowa prędkość hamowania
[km/h]
sskor – skorygowana droga hamowania [m]
t
– czas hamowania [s]
– opóźnienie hamowania [m/s2]
bs
µm – średni współczynnik tarcia wstawka – koło [–]
Tmax – maksymalna średnia temperatura powierzchni
koła podczas hamowania [ºC]
1. Wstęp
Większość budowanych i modernizowanych dziś
pojazdów szynowych nie jest wyposażana w klasyczny układ hamulca klockowego ze wstawkami żeliwnymi jednak przeważająca część taboru kolejowego,
zwłaszcza towarowego, jest wyposażona w taki hamulec. Stan ten utrzyma się jeszcze przez kilkanaście lub
kilkadziesiąt lat.
Doświadczenia zdobyte dotychczas podczas eksploatacji pojazdów z tego typu hamulcem wykazały,
że jednym z najważniejszych problemów okazało się
nierównomiernei przyspieszone zużywanie się wstawek hamulcowych. W dostępnej literaturze, m.in. [1],
[2], [3], można znaleźć szczegółowy opis zjawisk występujących podczas hamowania.
Nową konstrukcję żeliwnej wstawki hamulcowej
opracowano, by zminimalizować skutki zwiększania
się promienia krzywizny wstawki, spowodowanego
odkształceniami cieplnymi, co prowadzi do utraty
kontaktu końców wstawki z kołem. Wzrastają naciski
jednostkowe w środkowej części wstawki i zużycie tej
części wstawki, spada wartość współczynnika tarcia
wstawka – koło i pogarsza się skuteczność hamulca.
Przy kolejnym hamowania zużyta w części środkowej
wstawka najpierw styka się z kołem końcami, gdzie
dochodzi do przyspieszonego zużycia wskutek wzrostu nacisków jednostkowych.
2. Cele
Głównym celem, który zamierzano osiągnąć opracowując nową konstrukcję żeliwnej wstawki hamulcowej było zmniejszenie nierównomierności zużycia
wstawki poprzez zmniejszenie odkształceń cieplnych
wstawki i poprawę równomierności rozkładu nacisków
jednostkowych w strefie tarcia. Dodatkowym celem
była poprawa skuteczności hamulca.
3. Opis konstrukcji
Po wykonaniu analiz teoretycznych, m.in. [3],
stwierdzono, że postawiony cel można osiągnąć
zwiększając podatności promieniową wstawki. Cechą
charakterystyczną nowej konstrukcji jest podział
wstawki na nieparzystą ilość segmentów ciernych
połączonych
ze sobą stalową wtopką. Opis konstrukcji żeliwnej
wstawki segmentowej zamieszczony jest w [5] i [6], a
na rys. 1 przedstawiono wstawkę segmentową w jednej z odmian wykonania.
Wstawka segmentowa jest w pełni zamienna z klasycznymi wstawkami żeliwnymi.
Rys. 1. Żeliwna segmentowa wstawka hamulcowa
5
4. Etapy oceny wstawek segmentowych
Wprowadzenie wstawek segmentowych do eksploatacji musi być poprzedzone szczegółowymi badaniami i analizami których celem jest sprawdzenie, czy
skuteczność hamulca będzie zgodna z obowiązującymi
przepisami, oraz czy nowa konstrukcja wstawki zapewnia bezpieczną eksploatację przez cały okres „życia” wstawek i pojazdu.
Ocena wstawek segmentowych prowadzona jest w
następujących etapach:
a) analiza teoretyczna zachowania wstawek klasycznych i segmentowych – etap ten jest zakończony, a
jego wyniki zamieszczono w [5] i [6],
b) badania stanowiskowe w skali 1:1 klasycznych
wstawek żeliwnych – etap ten jest zakończony, a
jego wyniki zostały omówione m.in. w [9],
c) badania stanowiskowe w skali 1:1 segmentowych
wstawek żeliwnych – etap zakończony, a jego
wstępne wyniki przedstawiono w niniejszym artykule,
d) analiza wyników badań wstawek klasycznych i
segmentowych, interpretacja różnic w zachowaniu
obydwu typów wstawek, ocena możliwości przeprowadzenia badań wstawek segmentowych na rzeczywistym pojeździe – etap w trakcie realizacji,
e) badania ruchowe hamulca wagonu wyposażonego
w segmentowe wstawki hamulcowe, ich celem jest
określenie skuteczności hamulca wagonu oraz ocena zachowania wstawek segmentowych na pojeździe – etap ten jest planowany,
f) eksploatacja obserwowana, której celem jest ocena
zachowania wstawek w dłuższym okresie czasu
obejmującym zarówno warunki zimowe jak i letnie
– etap ten może być realizowany po pomyślnym
zakończeniu wcześniejszych etapów.
5. Program badań wstawek segmentowych na
stanowisku badawczym
Ponieważ nie istnieje typowy program stanowiskowych badań żeliwnych wstawek hamulcowych
badania przeprowadzono w oparciu o opisany w karcie
UIC 541-4 program badań wstawek hamulcowych z
tworzywa sztucznego typu „LL”, przy czym program
ten dostosowano do specyfiki wstawek hamulcowych
z żeliwa.
Badania wykonane zostały dla klocków hamulcowych w układzie 2 × Bgu 250 mm i monoblokowych
kół o średnicy 870 mm. Czas napełniania cylindrów
hamulcowych wynosił 4,0 sekundy co odpowiadało
nastawieniu hamulca „P” (osobowy).
kolejowych. Możliwe jest symulowanie warunków
atmosferycznych dla hamowania przy prędkościach
jazdy do 400 km/h. Wykonywane są próby hamowań
opóźniających i ciągłych, a symulacja bezwładności
pojazdu odbywa się za pomocą mas bezwładnościowych i elektrycznej symulacji mas.
Szczegółowy opis stanowiska można znaleźć m.in.
w [7] i [8].
7. Wyniki stanowiskowych badań wstawek segmentowych
Badania wykonano zgodnie z omówionym wyżej
programem badań. Drogi hamowania zmierzone dla
poszczególnych prób zostały skorygowane w celu
uwzględnienia odchyłki rzeczywistej początkowej
prędkości hamowania od prędkości nominalnej. Korektę przeprowadzono w oparciu o metodykę opisaną
w karcie UIC 544-1 wg wzoru:
sskor = s ⋅
2
3,933 ⋅ρ ⋅ vnom
3,933 ⋅ρ ⋅ v 2 − i ⋅ s
(1)
gdzie:
sskor [m] – skorygowana droga hamowania,
s [m] – droga hamowania zmierzona podczas próby,
vnom [km/h] – nominalna początkowa prędkość hamowania,
v [km/h]– rzeczywista początkowa prędkość hamowania,
ρ [–] – współczynnik bezwładności mas wirujących,
i [‰] – średnie ważone pochylenie toru na drodze
hamowania s.
Tabela 1 zawiera wyniki kilku wybranych prób
hamowań nagłych do zatrzymania.
Tabela 2 zawiera wyniki prób symulujących hamowania wagonu próżnego w normalnych warunkach
(„na sucho”), a tabela 3 przy zraszanych kołach („na
mokro”).
Tabela 4 zawiera wyniki prób hamowania wagonu
ładownego „na sucho”, a tabela 5 „na mokro”.
Wykresy na rys. 2–5 przedstawiają przebieg wartości drogi hamowania i średniego współczynnika
tarcia wstawka – koło w funkcji początkowej prędkości hamowania dla wagonu próżnego i ładownego w
warunkach hamowania „na sucho” i „na mokro”.
6. Stanowisko badawcze
Badania zostały wykonane na stanowisku należącym do Centrum Naukowo-Technicznego Kolejnictwa. Prowadzi się na nim w skali 1:1 badania elementów par ciernych klockowych i tarczowych hamulców
6
Rys. 2. Zależność drogi hamowania od początkowej prędkości
hamowania dla wagonu próżnego
Tabela 1
Wyniki wybranych prób segmentowych wstawek hamulcowych – hamowania do zatrzymania
Nr pr.
m
[t]
27
28
29
30
20,0
18,8
19,8
19,9
v
[km/h
]
100,5
30,9
119,8
60,9
F
s
[kN]
[m]
16,1
15,6
16,1
16,0
344,5
32,2
505,6
116,1
vnom
[km/h
]
100,0
30,0
120,0
60,0
sskor
t
bs
µm
Tmax
[m]
[s]
[m/s2]
[–]
[ºC]
341,1
30,4
507,3
112,7
22,2
5,8
26,4
11,3
1,13
1,15
1,10
1,23
0,203
0,394
0,196
0,260
70
56
68
61
Tabela 2
Wyniki badań wstawek segmentowych – hamowania wagonu próżnego
m
[t]
18,5
19,6
19,7
20,0
v
[km/h]
30,0
59,9
100,5
120,8
F
[kN]
15,6
16,0
16,1
16,1
s
[m]
32,0
127,7
369,1
510,3
µm
[–]
0,396
0,220
0,187
0,194
vnom
[km/h]
30
60
100
120
sskor
[m]
32,0
128,1
365,4
503,6
Tabela 3
Wyniki badań wstawek segmentowych – hamowania wagonu próżnego „na mokro”
m
[t]
19,2
19,7
19,9
20,1
v
[km/h]
30,9
60,9
100,5
120,8
F
[kN]
15,5
16,1
16,1
16,1
s
[m]
30,6
117,0
299,6
525,3
µm
[–]
0,349
0,253
0,233
0,175
vnom
[km/h]
30
60
100
120
sskor
[m]
28,8
113,6
296,6
518,4
Tabela 4
Wyniki badań wstawek segmentowych – hamowania wagonu ładownego
m
[t]
90,7
89,6
90,4
89,8
90,0
90,1
v
[km/h]
30,0
59,9
100,5
120,8
100,5
119,8
F
[kN]
29,8
30,0
30,1
30,1
60,7
60,6
s
[m]
71,6
349,1
1059,3
1690,2
707,0
1107,9
µm
[–]
0,246
0,164
0,141
0,126
0,105
0,097
vnom
[km/h]
30
60
100
120
100
120
sskor
[m]
71,6
350,3
1048,8
1667,9
700,0
1111,6
Tabela 5
Wyniki badań wstawek segmentowych – hamowania wagonu ładownego „na mokro”
m
[t]
87,8
89,2
91,1
89,3
v
[km/h]
30,0
59,9
100,5
120,8
F
[kN]
29,7
30,0
30,1
30,1
s
[m]
57,1
324,7
1129,0
1610,0
µm
[–]
0,329
0,173
0,129
0,133
vnom
[km/h]
30
60
100
120
sskor
[m]
57,1
325,8
1117,8
1588,7
Rys. 3. Zależność drogi hamowania od początkowej
prędkości hamowania dla wagonu ładownego
7
8. Wnioski
Wstępna analiza wyników stanowiskowych badań
segmentowych żeliwnych wstawek hamulcowych,
pozwala wyciągnąć następujące wnioski:
– wartości średniego współczynnika tarcia wstawka
koło w większości przypadków są wyższe dla
wstawek segmentowych,
– temperatury kół podczas hamowania w podobnych
warunkach dla przeanalizowanych wyników prób
są niższe dla wstawek segmentowych.
Literatura
Rys. 4. Zależność średniego współczynnika tarcia wstawka – koło
od początkowej prędkości hamowania dla wagonu próżnego
Rys. 5. Zależność średniego współczynnika tarcia wstawka – koło
od początkowej prędkości hamowania dla wagonu ładownego
8
[1] Dżuła S., Analiza wpływu zmiany kształtu wstawek hamulcowych na przebieg hamowania pojazdów szynowych, Rozprawa doktorska, PK, Kraków 1982.
[2] Dżuła S., Urbańczyk P., Wpływ odkształceń termicznych
klocka hamulcowego na współpracę z powierzchnią
toczną koła, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej nr 1393, XIII Konferencja Naukowa Pojazdy Szynowe’98, Katowice Ustroń 8-10.10.1998, Gliwice 1998.
[3] Dżuła S., Urbańczyk P., Wpływ zużycia elementów pary
ciernej klocek hamulcowy – koło zestawu kołowego na
siłę hamującą, XIV Konferencja Naukowa „Pojazdy
Szynowe 2000”, Kraków–Arłamów 2000.
[4] Bogacz R., Dżuła S., Urbańczyk P., Wstawka hamulcowa, Zgłoszenie patentowe nr P-356758, 2002.
[5] Dżuła S., Urbańczyk P., Wstawka hamulcowa nowej
konstrukcji, Problemy eksploatacji 2/2003 (49), Radom.
[6] Dżuła S., Urbańczyk P., Segmentowa wstawka hamulcowa, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej nr 1605,
seria Transport z. 49, Gliwice 2003.
[7] Chudzikiewicz A., Garlikowski P., Mitek P., Osiak A.,
Szczepański J., Badania homologacyjne stanowiska do
oceny par ciernych hamulców, XIV Konferencja Naukowa Pojazdy Szynowe, Kraków–Arłamów 2000.
[8] Osiak A., Stanowisko badawcze par ciernych hamulców
w PKP – Centrum Naukowo-Technicznym Kolejnictwa
w Warszawie, Konferencja Jubileuszowa – 50 lat Pracy
naukowo-dydaktycznej prof. dr hab. inż. Jana Brosia,
Kraków–Zakopane 1997.
[9] Urbańczyk P., Badania nowego typu wstawek hamulcowych – Etap I: Badania porównawcze klasycznych
wstawek żeliwnych, XVII Konferencja Naukowa „Pojazdy Szynowe”, Kazimierz Dolny 2006.
prof. dr hab. inż. Andrzej Grzyb,
dr inż. Piotr Kisielewski
Politechnika Krakowska.
Metody generowania procesów przypadkowych
w dynamice pojazdów
W artykule przedstawiono różne metody generowania procesów przypadkowych,
szczególnie przydatne w analizie i badaniach symulacyjnych dynamiki pojazdów.
Zamieszczono przykłady realizacji procesów przypadkowych z użyciem opisanych
metod. Przedstawiono ważne cechy omawianych metod.
1. Wstęp
W badaniach dynamiki pojazdów lądowych często
zachodzi potrzeba generowania procesów przypadkowych, zwłaszcza stacjonarnych i ergodycznych. Do
generowania takiego procesu wykorzystywana jest
funkcja gęstości widmowej.
Z uwagi na to, że w literaturze spotykamy różne
definicje gęstości widmowych, w rozważaniach przyjęto jej następującą postać, zgodną z najczęściej stosowaną w matematyce definicją transformaty Fouriera:
a −k = a k =
∆t
π
S (ω) =
∫ K (τ) e
dτ
(1)
−∞
Przy takiej definicji funkcję autokorelacyjną tego
procesu, stanowiącą odwrotną transformatę Fouriera
gęstości widmowej, opisuje wzór:
K (τ) =
1 +∞
S (ω)e iω τ dω
2π −∞
∫
(2)
Na podstawie gęstości widmowej Su(ω), gdzie u(t)
oznacza dowolną funkcję przypadkową, istnieje możliwość generowania realizacji tego procesu stochastycznego.
2. Opis metody sumy przybliżonej
Jedną z przedstawionych tu metod jest zastosowanie wzoru przybliżonego:
k= p
u j = um +
∑a γ
k
j −k
,
j = 1, 2, K (3)
k =− p
gdzie: um oznacza wartość średnią funkcji u(t), a uj stanowią wartości tej funkcji dyskretyzowane z krokiem ∆t.
Wielkości γj są liczbami przypadkowymi o rozkładzie
normalnym standaryzowanym (z wartością średnią zero, odchyleniem standardowym równym jeden). Współczynniki ak wyznaczane są z gęstości widmowej funkcji u(t) za pomocą wzoru:
S u (ω)
cos( k ∆t ω) dω
∆t
∫
0
(4)
W powyższych wzorach występuje parametr p wyznaczający liczbę (2p + 1) współczynników ak oraz
krok dyskretyzacji ∆t . Przy założeniu wymaganej dokładności ε dobieramy te parametry na podstawie warunku:
1−
+∞
−iωτ
π ∆t
1
σ u2
k= p
∑a
2
k
≤ε
(5)
k =− p
w którym:
+∞
1
σ = K u (0 ) =
S u (ω)dω
π 0
∫
2
u
(6)
Gaussowskie niezależne liczby przypadkowe γ
można obliczać bezpośrednio z procedur zawartych w
różnych komputerowych językach lub pakietach programowania, albo pośrednio, wykorzystując łatwo
dostępne liczby pseudolosowe Rj o rozkładzie kwadratowym z wartością średnią i dyspersją odpowiednio:
σ 2R = 1 12
mR = 1 2
Zgodnie z twierdzeniem Lindeberga-Levy’ego –
przy odpowiednio dużym m – można przyjąć:
γ=
12
m




m
∑R
j =1
j
−
m 
2 
(7)
W praktyce przyjmuje się m = 5 lub m = 12.
Przedstawiona metoda umożliwia komputerowe
modelowanie procesów przypadkowych niezbędnych
w analizie dynamicznej pojazdów lądowych. Ważną
cechą metody jest to, że kolejne generowane odcinki
realizacji omawianych procesów spełniają warunki
ciągłości tych realizacji i ich pochodnych.
Poniżej przedstawiono wyniki wybranych symulacji komputerowych.
9
Do analizy wykorzystano wyniki pomiarów gęstości widmowych różnych rodzajów dróg kołowych z
pracy [4] przedstawione na rys.1.
Wartości funkcji Φh(Ω) z tego rysunku należy podzielić przez 2π, aby otrzymać Sw(λ), przy czym:
λ = 2π
L
Przykładowy wykres funkcji gęstości widmowej
nierówności w(s) drogi tłuczniowej przedstawiono na
rys. 2. Zmienne s i λ są odpowiednikami zmiennych t i
ω stosowanych powyżej, przy opisie metody generowania.
100
50
0
-50
1
100
50
0
-50
2
6
100
50
0
-50
11
100
50
0
-50
16
7
12
17
3
8
13
18
4
50
0
-50
-100
5
9
50
0
-50
-100
10
14
50
0
-50
-100
15
19
50
0
-50
-100
20
100
50
0
-50
100
50
0
-50
100
50
0
-50
100
50
0
-50
5
30
55
80
10
35
60
85
15
40
65
90
20
50
0
-50
-100
25
45
50
0
-50
-100
50
70
50
0
-50
-100
75
95
50
0
-50
-100
100
Rys. 3. Droga tłuczniowa średniej jakości
100
50
0
-50
1
100
50
0
-50
2
6
100
50
0
-50
11
100
50
0
-50
16
7
12
17
3
8
13
18
4
50
0
-50
-100
5
9
50
0
-50
-100
10
14
50
0
-50
-100
15
19
50
0
-50
-100
20
100
50
0
-50
100
50
0
-50
100
50
0
-50
100
50
0
-50
5
30
55
80
10
35
60
85
15
40
65
90
20
50
0
-50
-100
25
45
50
0
-50
-100
50
70
50
0
-50
-100
75
95
50
0
-50
-100
100
Rys. 4. Droga asfaltobetonowa bardzo dobrej jakości
Na rys. 3 i 4 przedstawiono wybrane przykłady
wygenerowanych nierówności w(s) [mm] po długości
s [m] dla dróg różnej jakości.
3. Opis metody szybkiej transformaty Fouriera
Druga z prezentowanych metod polega na wykorzystaniu algorytmu FFT tzw. szybkiej transformaty
Fouriera i funkcji gęstości widmowej Su(ω).
Na podstawie gęstości widmowej Su(ω) generowany jest ciąg dyskretnych wartości funkcji:
um, m = 0, ..., N–1.
Rys. 1. Gęstość widmowa nierówności różnych rodzajów dróg
Do obliczeń generacyjnych przyjmuje się funkcję
gęstości widmowej Su(ω) określoną zwykle w wyniku
pomiarów, z częstością graniczną analizy ωm.
Su(ω)
, ω ∈ [0, ωm]
0
, ω > ωm
Su(ω)=
gdzie:
ω – częstość [rad/s]
Z uwagi, iż aparatura pomiarowa zwykle wyskalowana jest w hercach, zamiast częstości zamiennie stosuje
się częstotliwość ν [Hz]:
Rys. 2. Funkcja gęstości widmowej nierówności drogi tłuczniowej
10
ν=ω
2π
W zależności od tego, czy generowana jest realizacja przemieszczeń u(t) czy przyspieszeń ua(t),
posługujemy się odpowiednio funkcją gęstości
widmowej przemieszczeń Su(ω) albo przyspieszeń
Sa(ω), które wiąże zależność:
(8)
S a (ω) = ω4 ⋅ S u (ω)
Funkcję gęstości widmowej Su(ω), poddaje się operacji kwantowania z krokiem ∆ω tak dobranym, aby
otrzymać ciąg wartości:
S k , k = 0, …, N–1
Ciąg ten traktowany jest jako estymator pozwalajacy na obliczenie przybliżonego modułu dyskretnej
transformaty Fouriera funkcji u(t):
D(k ) = ( Nπ∆t Sk ) 0,5
(9)
gdzie:
∆t – krok czasowy funkcji,
N∆t = T – długość otrzymanej realizacji procesu.
Dyskretna transformata D(k) funkcji u(t) wyrażona
wzorem:
D( k ) =
N −1
1
N
∑u(m)⋅ e
− ikm
2π
N
(10)
m =0
zapisywana jest symbolicznie:
(11)
Częstotliwość ν nie występuje jawnie w dyskretnej
transformacie, ale każdej wartości k odpowiada częstotliwość:
D(k ) = DFT [u (m)]
ν k = k ⋅ ∆ν = k ⋅
1
1
=k⋅
T
N∆t
(12)
Odstęp czasu ∆t między próbkami jest ściśle związany z graniczną częstotliwością:
νm =
ωm
2π
(13)
1
2 ⋅ νm
(14)
warunkiem Nyquista:
∆t >
Wprowadzając pojęcie częstotliwości próbkowania:
νp =
1
∆t
α(k), k = 0, …, N–1.
Przyjmuje się go za zmienną losową o rozkładzie
równomiernym z przedziału [–π,π].
Aby otrzymać funkcję u(t) dla dyskretnych punktów
czasu:
t m = m ⋅ ∆t
(17)
wystarczy dokonać obliczenia odwrotnej dyskretnej
transformaty Fouriera IDFT postaci:
u ( m) =
N −1
∑

 2 kπm
i
+α ( k ) 
N

D ( k )e 
(18)
k =0
gdzie: m = 0, …, N–1
W pracy wykorzystano algorytm szybkiej transformaty FFT [1], pozwalający niezwykle szybko wyznaczyć komplet dyskretnych transformat ciągu u(m), gdy N
jest potęgą liczby 2.
Dyskretna transformata Fouriera jest funkcją okresową w dziedzinie częstotliwości, o okresie wynoszącym
νp. Dyskretną transformatę ciągu składającego się z N
próbek o wartościach rzeczywistych można obliczyć za
pomocą transformaty dwóch o połowę krótszych próbek,
o indeksach parzystych i nieparzystych. Powyższa własność stanowi podstawę algorytmu szybkiej transformaty
FFT. Właściwości szybkiej transformaty Fouriera można
znaleźć m.in. w publikacjach [1, 2, 5, 6]. Odpowiednio
odwrotna, szybka dyskretna transformata jest funkcją
okresową, o okresie T w dziedzinie czasu.
Poniżej zamieszczono przykłady realizacji procesów
przypadkowych z użyciem opisanej metody szybkiej
transformaty FFT.
W badaniach symulacyjnych wykorzystano funkcje
gęstości widmowych przyspieszeń drgań podłogi w
kabinach maszynistów – operatorów pojazdów szynowych, uzyskane w pracy [3] na podstawie pomiarów w
rzeczywistych warunkach ruchowych, dla różnych rodzajów pojazdów.
Przykładowe wykresy funkcji gęstości widmowych
przyspieszeń drgań w pojazdach przedstawiono poniżej
na rys. 5 i 6.
(15)
Warunek Nyquista należy interpretować w ten sposób, że częstotliwość próbkowania νp powinna być
większa od dwukrotnej wartości częstotliwości granicznej przebiegu:
ν p > 2 ⋅ νm
(16)
co jednocześnie oznacza, że na składową harmoniczną
przebiegu u(t) o największej częstotliwości powinny
przypadać więcej niż dwie próbki.
Dla pełnego określenia dyskretnej transformaty DFT
konieczna jest znajomość argumentu:
Rys. 5. Gęstość widmowa przyspieszeń drgań w elektrycznym
zespole trakcyjnym
11
4. Wnioski
Rys. 6. Gęstość widmowa przyspieszeń drgań w lokomotywie
elektrycznej
Zdyskretyzowane funkcje gęstości widmowych
umożliwiają generowanie procesu drgań, przemieszczeń
i przyspieszeń drgań podłogi w kabinach pojazdów.
Zakłada się zwykle, że proces drganiowy ma tu charakter stacjonarny i ergodyczny. W badaniach symulacyjnych generowano opisaną wyżej metodą FFT drgania
podłogi, stanowiące wymuszenie kinematyczne dla
układu siedzisko – operator pojazdu.
Otrzymane realizacje drgań podłogi w pojeździe
umożliwiają badania symulacyjne różnych konstrukcji
foteli maszynistów, z pasywnymi i aktywnymi układami
wibroizolacji. W badaniach wykorzystuje się też złożone
modele siedzącego człowieka – operatora pojazdu [3].
Na rys. 7 i 8 przedstawiono przykłady realizacji
przemieszczeń i przyspieszeń podłogi oraz siedziska
maszynisty z pneumatycznym aktywnym układem wibroizolacji w uniwersalnej lokomotywie elektrycznej.
Zaletą pierwszej prezentowanej metody jest to, że kolejne generowane odcinki realizacji omawianych procesów spełniają warunki ciągłości tych realizacji i ich pochodnych.
Zaletą drugiej metody opartej na szybkiej transformacie Fouriera jest szybkość obliczeniowa. Ma to szczególne znaczenie w badaniach symulacyjnych złożonych
układów, gdzie ta sama programowa procedura prostej
transformaty FFT i jej transformaty odwrotnej IFFT
może być wykorzystana do obliczania odpowiedzi układu na różne rodzaje wymuszeń. Wadą tej metody jest
okresowość uzyskanych realizacji w dziedzinie czasu.
Nie jest w tej metodzie możliwe „sklejanie” kolejnych
odcinków realizacji z ciągłością procesu i jej pochodnych.
Przedstawione metody umożliwiają komputerowe
modelowanie procesów przypadkowych niezbędnych w
analizie dynamicznej pojazdów lądowych.
Literatura
[1] C o o l e y J.W., T u k e y J.W., An Algorithm for Machine Computation of Complex Fourier Series, Mathematics of Computation 19, April 1965.
[2] K a m i ń s k i E., P o k o r s k i J., Dynamika zawieszeń
i układów napędowych pojazdów samochodowych,
WKiŁ, Warszawa 1983.
[3] K i s i e l e w s k i P., Analiza i synteza układów wibroizolacji siedzisk maszynistów, operatorów lokomotyw,
Rozprawa doktorska, AGH, Kraków 1992.
[4] M i t s c h k e M., Dynamika samochodu, WKiŁ, Warszawa 1989.
[5] R a o K.R., A h m e d N., Orthogonal Transforms for
Digital Signal Processing, Springer-Verlag, BerinHeidelberg-New York 1975.
[6] S o b c z y k K., Metody dynamiki statystycznej, PWN,
Warszawa 1973.
Rys. 7. Przyspieszenie drgań podłogi i fotela z aktywnym
układem wibroizolacji
Rys. 8. Przemieszczenia drgań podłogi i fotela z aktywnym
układem wibroizolacji
12
dr inż. Mirosław Dusza
prof.dr hab. inż. Krzysztof Zboiński
Politechnika Warszawska
Wybrane zagadnienia dokładnego wyznaczania wartości
prędkości krytycznej modelu pojazdu szynowego
Stateczność ruchu pojazdu szynowego na torze zakrzywionym – to ogólne
zagadnienie badawcze, które stanowi przedmiot wieloletnich badań autorów [6–
12] i którego fragment zawiera niniejszy artykuł. Podstawowym parametrem
używanym w analizie stateczności ruchu jest prędkość krytyczna. W
dotychczasowych badaniach autorzy wyznaczali prędkość krytyczną w sposób
przybliżony. Pozwalało to na ograniczenie ilości badań symulacyjnych i skrócenie
czasu ich realizacji. Istotą badań, których wyniki zamieszczono w artykule, jest
precyzyjne wyznaczenie wartości prędkości krytycznej i porównanie nowych
wartości z wcześniej wyznaczonymi w sposób przybliżony. Parametrem, który jest
przedmiotem zainteresowania w badaniach są przemieszczenia poprzeczne
zestawów kołowych.
1. Wstęp
Ruch pojazdu szynowego jest przedmiotem badań
teoretycznych i doświadczalnych od początku istnienia tego rodzaju środka transportu. Dziesięciolecia
badań i rozwoju doprowadziły do wyodrębnienia się
pewnych dziedzin jak np.: bezpieczeństwo ruchu,
komfort, stateczność, zagadnienia związane z trwałością i niezawodnością oraz inne. Autorzy niniejszej
publikacji prowadzą badania teoretyczne zaliczane do
analizy stateczności ruchu. W sposób pośredni odnoszą się one również do bezpieczeństwa ruchu. Obiektem badań jest model numeryczny układu mechanicznego pojazd szynowy – tor. Pozwala on na obliczenie wybranych parametrów kinematycznych i
dynamicznych dla dowolnych zadanych warunków
ruchu. Przedmiotem dotychczasowych analiz było
określenie wpływu na stateczność ruchu czynników
takich jak: parametry układu zawieszenia modelu
pojazdu, rodzaj zarysów kół i szyn, zużycie zarysów,
przechyłka toru, pochylenie szyn i inne [6–12]. W
większości badanych przypadków obserwacji i analizie poddane zostały przemieszczenia poprzeczne
atakującego zestawu kołowego y. W zależności od
przyjętych układów współrzędnych i rodzaju trasy
parametr ten (rozwiązania układu), może przyjmować wartości ujemne lub dodatnie. Ponieważ z punktu widzenia stateczności istotna jest wartość (znak
informuje o kierunku przemieszczeń), przyjmowano
więc do analizy wartość bezwzględną przemieszczeń
poprzecznych zestawu kołowego. Przykładowe przebiegi zmian przemieszczeń poprzecznych w funkcji
drogi pokonywanej przez model przedstawia rysunek
2.3 c i d. Jak można zauważyć parametr ten może
dążyć do przyjęcia wartości stałej (c) lub zmiennej
(d). W pierwszym przypadku charakter rozwiązań
nazywany jest stacjonarnym (quasistatycznym). Początkowe zmiany wynikają z nałożenia na oba zestawy kołowe wymuszeń początkowych. W drugim
przypadku zmiany mają charakter okresowy o stałej
częstotliwości i amplitudzie. Nazywane są rozwiązaniami okresowymi i mają charakter cyklu granicznego. Oba typy rozwiązań należą do rozwiązań statecznych. Oznacza to niezmienność ruchu (i rozwiązania)
na dowolnie długim odcinku toru. Widoczna asymetria przemieszczeń względem linii zerowej wynika z
ruchu po łuku z prędkością, dla której występuje
niedobór przechyłki toru. Prędkość ruchu modelu jest
jednym z parametrów decydujących o charakterze
rozwiązań (stacjonarne lub okresowe) przy założeniu,
że wszystkie inne parametry układu pozostają stałe.
Rozwiązania stacjonarne występują przy mniejszych
prędkościach. Z uwagi na fakt, że badany model
umożliwia zadanie jednej stałej wartości prędkości w
danej symulacji ruchu, chcąc wykonać obliczenia dla
innej należy przeprowadzić nową symulację zmieniając wartość prędkości z określonym krokiem. Najmniejsza zadana prędkość ruchu, dla której pojawią
się rozwiązania okresowe o charakterze cyklu granicznego nazywana jest prędkością krytyczną układu
nieliniowego vn. W literaturze prędkość ta nazywana
jest również prędkością podkrytyczną punktu bifurkacji Hopfa. Wystąpienie w układzie prędkości krytycznej vn nie musi oznaczać wykolejenia, ponieważ
zakres okresowych przemieszczeń poprzecznych
zestawu kołowego mieści się w przedziale stosowanego luzu poprzecznego zestaw kołowy – tor. Z
punktu widzenia stateczności ruchu najistotniejsze
13
jest wyznaczenie wartości prędkości krytycznej oraz
maksymalnej prędkości, dla której rozwiązania mają
jeszcze charakter cyklu granicznego lub stacjonarny
(największej możliwej prędkości).
W dotychczasowych badaniach autorzy wyznaczali prędkość krytyczną w symulacjach ruchu na
torze prostym, traktując ją jako punkt wyjścia. Następnie wyznaczali prędkości krytyczne w łukach,
przyjmując domniemanie, że prędkości vn w łukach
będą takie same i równe prędkości krytycznej wyznaczonej na torze prostym. W zdecydowanej większości przypadków domniemanie to potwierdziło się.
Stąd przyjmowano jedną wartość oddzielającą zakres
rozwiązań stacjonarnych od rozwiązań okresowych
na wszystkich badanych trasach (łukowych o promieniach R = 600 m – ∞, rys. 5 i 6). Ze względu na
uproszczony charakter wyznaczania prędkości vn w
niniejszej pracy podjęto próbę zweryfikowania dokładności wartości vn wyznaczonych w poprzednich
badaniach.
Badany układ mechaniczny należy do grupy tzw.
układów o sztywnym charakterze pobudzenia. Oznacza to, że dla parametrów ruchu spełniających warunki wystąpienia rozwiązań okresowych (drgań
samowzbudnych w układzie rzeczywistym), układ
wymaga wymuszenia początkowego o określonej
wartości aby rozwiązania stacjonarne zmieniły charakter na okresowy. Rysunek 1 przedstawia charakter
rozwiązań (przemieszczeń poprzecznych atakującego
zestawu kołowego) w funkcji drogi pokonywanej
przez model na torze prostym, przy stałej prędkości
ruchu 43m/s i różnych wymuszeniach początkowych
(przemieszczeniach poprzecznych zestawów względem toru). Jak można zauważyć dla wymuszeń
mniejszych od 0,00021 m amplitudy przemieszczeń
mają charakter malejący, rozwiązania przyjmują
charakter stacjonarny (quasi-statyczny). Wartością
graniczną (minimalną) wymuszeń początkowych, dla
której następuje zmiana charakteru rozwiązań na
okresowy jest 0,00022 m. Można więc zauważyć, że
bardzo małe zmiany wartości wymuszeń początkowych (0,01 mm) mają istotny wpływ na charakter
rozwiązań a zatem i na stwierdzenie wystąpienia
krytycznej wartości prędkości ruchu. Większe od
0,00022 m wymuszenia początkowe nie mają wpływu na charakter rozwiązań a jedynie na skrócenie
drogi, na której następuje stabilizacja wartości amplitudy przemieszczeń. Przedstawione na rys. 1 wyniki
uzyskano z modelu wyposażonego w tablice parametrów kontaktowych utworzoną dla kół o zarysach
S1002 i szyn UIC60. Dla innych konfiguracji zarysów graniczna wartość wymuszeń początkowych ma
inną wartość. Na przykład dla zarysów kół typu BRP10 i szyn UIC60 jest to 0,0045 m, a więc dla konkretnych konfiguracji modelu wymuszenia decydujące o charakterze rozwiązań mogą różnić się w sposób
znaczący. Wykonując wielokrotne symulacje ruchu).
14
dla poszczególnych konfiguracji modelu stwierdzono,
że wymuszenia początkowe o wartości 0,0045 m są w
każdym przypadku dostatecznie dużą w artością do
zainicjowania rozwiązań okresowych (drgań samowzbudnych), jeżeli spełnione są warunki sprzyjające
transformacji energii ruchu roboczego modelu pojazdu do układu drgającego ( przemieszczenia poprzeczne zestawów kołowych
Rys. 1. Wpływ wartości wymuszeń początkowych y(0) na
charakter rozwiązań badanego układu
Dlatego w dotychczasowych badaniach zadawano
wymuszenia o wartości 0,0045 m w każdej symulacji. Decyzji takiej towarzyszyła świadomość przybliżonego wyznaczania wartości prędkości krytycznej i
potencjalnej możliwości pomijania rozwiązań wielokrotnych. Podyktowana była przede wszystkim potrzebą skrócenia czasu obliczeń. Zwiększenie dokładności wyznaczania prędkości krytycznej w niniejszym artykule osiągnięto poprzez zmniejszenie
interwału prędkości pomiędzy poszczególnymi symulacjami i wariantowanie (skrupulatne przeszukiwanie) zakresu warunków początkowych.
2. Model i metoda
Badany układ mechaniczny to model pojazdu
szynowego dwuosiowego z jednym stopniem usprężynowania (rys. 2). Odpowiada on strukturze wagonu
towarowego HSFV1 kolei brytyjskich [5]. Model
wagonu uzupełniono o poprzecznie i pionowo
podatny model toru (rys. 3). Model wagonu i toru są
badane łącznie, stanowiąc dyskretny układ pojazd
szynowy – tor. Model matematyczny układu
zbudowano zgodnie z metodyką uogólnionego
modelowania dynamiki pojazdów szynowych
przedstawioną w [5].
Rys. 2. Struktura modelu pojazdu
Rys. 3. Struktura modelu toru podatnego: a) poprzecznie,
b) pionowo
Rys. 4. Schemat metody tworzenia wykresów bifurkacyjnych
Rys. 6. Wykresy stateczności ruchu modelu z konfiguracją
zarysów kół S1002 i szyn S49
Na rysunku 4 przedstawiono schemat metody
tworzenia wykresów bifurkacyjnych (map stateczności ruchu). Szczegółowy opis metody można
znaleźć w [7, 8, 9, 12].
3. Wyniki badań
Poniżej przedstawiono wyniki uzyskane z badań
modelu wykorzystującego tablice parametrów kontaktowych dla par zarysów kół i szyn kolejno:
S1002/UIC60, BR-P10/UIC60, S1002/S49. Ze
względu na ograniczoną objętość artykułu przedstawiono tylko kilka wybranych wyników i krótką ich
interpretację. Zamieszczone na rysunkach 5 i 6 wyniki wcześniejszych badań stanowią bazę porównawczą
dla wyników bieżących.
3.1. Model z zarysami kół i szyn S1002/UIC60
Rys. 5. Wykresy stateczności ruchu modelu z konfiguracją
zarysów kół S1002 i szyn UIC60
Łuk o promieniu R = 600 m, posiada najmniejszą
wartość promienia, dla którego możliwe jest zidentyfikowanie prędkości krytycznej vn oraz rozwiązań statecznych okresowych w obszarze prędkości nadkrytycznych, dla tej konfiguracji zarysów kół i szyn. Jak
można zauważyć na rys. 7, pierwotnie określona wartość prędkości krytycznej (na torze prostym) 43 m/s,
15
nieznacznie różni się od precyzyjnie wyznaczonej
wartości vn = 42,7 m/s. Przy tej prędkości graniczna
wartość wymuszeń początkowych yp(0) wynosi 0,0039
m. Dla wartości yp(0) mniejszych od 0,0039 m
występowały rozwiązania stateczne stacjonarne, dla
yp(0) większych od 0,0039 m rozwiązania stateczne
okresowe o charakterze cyklu granicznego.
Rys. 8. Wykresy stateczności ruchu dla zarysów S1002/UIC60 na
trasie o promieniu R = 1200 m
Na trasie o większym promieniu łuku R = 900 m,
różnica pomiędzy wartością prędkości vn określonej
pierwotnie i dokładnie wzrosła (wykresy pominięto).
W tym przypadku vn = 39,8 m/s, co jest wartością
mniejszą od wartości określonej pierwotnie o 3,2 m/s.
Graniczna wartość wymuszeń początkowych wynosi
yp(0) = 0,0013 m.
Zwiększenie promienia łuku do 1200 m powoduje
zmniejszenie wartości prędkości krytycznej do 39,4
m/s (rys. 8). Jest to najmniejsza prędkość, przy której
pojawiają się rozwiązania okresowe a graniczna wartość wymuszeń początkowych wynosi 0,0014 m.
Występuje tutaj również w zakresie prędkości ruchu
39,4–40,1 m/s, obszar rozwiązań wielokrotnych zależnych od wymuszeń początkowych.
16
wpływu na charakter rozwiązań dla prędkości ruchu
mniejszych od 41,6 m/s. Otrzymano w ten sposób
nową wartość vn na torze prostym. Należy zaznaczyć,
że w tym przypadku na trasach łukowych wymuszenia początkowe nie miały żadnego wpływu na
charakter rozwiązań dla prędkości ruchu mniejszych
od 45,3 m/s. A więc pierwotnie określona wartość
prędkości krytycznej na trasach będących łukami
pozostała słuszna (wyniki badań – pominięto).
Rys. 10. Wykresy stateczności ruchu modelu z zarysami kół i
szyn S1002/UIC60 na torze prostym
Na trasie o dużym promieniu łuku R = 10000 m
prędkość krytyczna ma jeszcze mniejszą wartość 37,7
m/s (rys. 9). Graniczna wartość wymuszeń początkowych wynosi 0,00037 m.
W porównaniu do poprzednich przypadków
zwiększył się tutaj zakres prędkości (37,7–43 m/s), w
którym występują rozwiązania wielokrotne zależne
od wartości wymuszeń początkowych.
Na torze prostym różnica pomiędzy prędkością
krytyczną wyznaczoną ,,zgrubnie” a tą wyznaczoną
precyzyjnie osiągnęła największą wartość (rys. 10).
Dla wymuszeń początkowych yp(0) ≥ 0,0004 m, rozwiązania okresowe pojawiają się przy prędkości 37
m/s. Jest tutaj również najszerszy zakres prędkości
(37–51 m/s), w którym występują rozwiązania wielokrotne zależne od wymuszeń początkowych.
3.2. Model z zarysami kół i szyn BR-P10/UIC60
W poprzednio wykonanych badaniach prędkość
krytyczną modelu z zarysami kół BR-P10 i szyn
UIC60, na torze prostym, zidentyfikowano przy 45,3
m/s (rys. 11). Zwiększając wymuszenia początkowe
od 0 do 0,0054 m, rozwiązania okresowe pojawiły się
przy prędkości 41,6 m/s. Wartości wymuszeń początkowych yp(0) > 0,0054 m, nie miały już żadnego
szyn BR-P10/UIC60 na torze prostym
3.3. Model z zarysami kół i szyn S1002/S49
Dla modelu z zarysami kół S1002 i szyn S49 w
poprzednich badaniach prędkość krytyczna została
zidentyfikowana na torze prostym przy 33,2m/s (rys.
6 i 13). Wartość ta nie uległa zmianie mimo uszczegółowienia badań. Model z rozważanymi zarysami
charakteryzował się rozwiązaniami statecznymi stacjonarnymi na trasach o małych promieniach łuków
(600 i 900 m), w pewnych zakresach prędkości ruchu
większych od wartości krytycznej (rys. 6). Szczegółowe badania na trasie o promieniu łuku 600 m, przy
zmienianych w szerokim zakresie wymuszeniach
początkowych wykazały, że najmniejsza prędkość
ruchu, przy której pojawiają się rozwiązania okresowe wynosi 38,5 m/s (rys. 12). Graniczna wartość
17
wymuszeń początkowych yp(0) = 0,0016 m. A więc
na tej trasie vn= 38,5 m/s. Na torze prostym graniczna
wartość wymuszeń początkowych wynosi 0,003 m i
maleje wraz ze wzrostem prędkości osiągając zero
przy 34,1 m/s (rys. 13).
szyn S1002/S49 na torze prostym
4. Wnioski
Rys. 12. Wykresy stateczności ruchu modelu dla zarysów
S1002/S49 na trasie o promieniu R = 600 m
Wymuszenia początkowe mają istotny wpływ na
dokładność określenia wartości prędkości krytycznej
na torze prostym. Na trasach łukowych wpływ wymuszeń początkowych maleje wraz ze zmniejszaniem
wartości promienia łuku trasy. Wartości wymuszeń
początkowych decydujące o charakterze rozwiązań
układu, mogą różnić się znacząco w zależności od
konkretnych konfiguracji tego samego modelu. Należy mieć na uwadze fakt, że badany układ jest wielowymiarowy. A więc pełną informację o wartości
prędkości krytycznej, mogą dać badania wykonane
dla wymuszeń początkowych zadawanych na poszczególne bryły modelu we wszystkich możliwych
kierunkach przemieszczeń.
Praca naukowa finansowana ze środków na naukę
MN i SW w latach 2009–20011 jako projekt badawczy nr N N509 403136.
Literatura
[1] M o e l l e D., G a s c h R., Nonlinear bogie hunting, in
ed.: A. Wickens, Proc. 7th IAVSD Symposium, Cambridge, UK. Swets & Zeitlinger, Lisse, pp. 455-467,
1982.
[2] T r u e H., J e n s e n Ch., Parameter study of hunting
and chaos in railway vehicle dynamics, Proceedings of
13th IAVSD Symposium, supplement to Vehicle System
Dynamics, vol. 23, pp. 508-521, 1993.
[3] T r u e H., Railway vehicle chaos and asymmetric hunting, Proc. of 12th IAVSD Symposium, supplement to Vehicle System Dynamics, vol. 20, pp. 625-637, 1991.
[4] Z b o i ń s k i K., Dynamical investigation of railway
vehicles on a curved track, European Journal of Mechanics, Part A Solids, vol. 17, no. 6, pp. 1001-1020,
1998.
[5] Z b o i ń s k i K., Metodyka modelowania dynamiki pojazdów szynowych z uwzględnieniem zadanego ruchu
unoszenia i jej zastosowania, Prace Naukowe Transport, z. 43, Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa 2000.
18
[6] Z b o i ń s k i K., D u s z a M., Komputerowe badania wpływu przechyłki toru na stateczność pojazdu
szynowego w łuku, Zeszyty Naukowe Politechniki
Śląskiej, Transport, Zeszyt 49, str. 295-304, Gliwice 2003.
[7] Z b o i ń s k i K., D u s z a M., Analysis and method
of the analysis of non-linear lateral stability of
railway vehicles in curved track, Proceedings of
18th IAVSD Symposium, Kanagawa 2003, supplement to Vehicle System Dynamics vol. 41,
pp. 222-231, 2004.
[8] D u s z a M., Z b o i ń s k i K., Badania stateczności
ruchu pojazdu szynowego w torze zakrzywionym
metodą symulacji komputerowej, Kwartalnik Naukowo–Techniczny Pojazdy Szynowe nr 2/2004,
str. 28-34.
[9] Z b o i ń s k i K., D u s z a M., Development of the
method and analysis for non-linear lateral stability of railway vehicles in a curved track, Proceedings of 19th IAVSD Symposium, Milan 2005, supplement to Vehicle System Dynamics vol. 44, pp.
147-157, 2006.
[10] Z b o i ń s k i K., D u s z a M., Analysis of lateral
stability of a railway vehicle model in the
context of different values of rail inclination,
Proceedings of 10th VSDIA Conference, pp. 153160, Budapest 2006.
[11] Z b o i ń s k i K., D u s z a M., Bifurcation
approach to the influence of rolling radius
modelling and rail inclination on the stability of
railway vehicle in a curved track, Proceedings
of 20th IAVSD Symposium, Berkeley 2007,
supplement to Vehicle System Dynamics, vol. 46,
pp. 1023-1037, 2008.
[12] Z b o i ń s k i K., D u s z a M., Self-exciting
vibrations and Hopf’s bifurcation in non-linear
stability analysis of rail vehicles in curved track,
European Journal of Mechanics, Part A/Solids,
vol. 29, no. 2, pp. 190-203, 2010.
19
dr inż. Zygmunt Marciniak
mgr inż. Piotr Michalak
Instytut Pojazdów Szynowych „Tabor”
Nowe oraz zmodernizowane układy i zespoły w modernizowanej
lokomotywie spalinowej typu 303D serii SU46
Artykuł jest poświęcony prezentacji nowych i zmodernizowanych układów i zespołów zastosowanych w modernizowanej lokomotywie spalinowej serii SU46 (303D)
przeznaczonej docelowo do prowadzenia pociągów towarowych w ruchu transgranicznym pomiędzy Polską i Niemcami. W artykule przedstawiono główne parametry lokomotywy przed i po modernizacji oraz ogólne opisy nowych i zmodernizowanych układów i zespołów. Ponadto zaprezentowano zakres przewidywanych
prób i badań (stacjonarnych, ruchowych, eksploatacyjnych) niezbędnych dla uzyskania przez lokomotywę świadectwa dopuszczenia do eksploatacji typu pojazdu
kolejowego. Artykuł powstał w ramach realizowanego projektu celowego nr 6 ZR
2009C/07187 p. n. „Zmodernizowana lokomotywa spalinowa serii SU46 przystosowana do wymagań TSI obowiązujących w Unii Europejskiej” wykonywanego
wspólnie przez Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR” w Poznaniu i Pojazdami
Szynowymi „PESA” Bydgoszcz Spółka Akcyjna Holding.
1. Wstęp
Wymagania stawiane obecnie pojazdom trakcji spalinowej wymuszają na przewoźnikach państwowych
(PKP Cargo, ICC, Przewozy Regionalne) oraz na
prywatnych operatorach kolejowych i kolejach regionalnych pozyskiwanie nowych lokomotyw oraz modernizację posiadanego i eksploatowanego taboru.
Związane jest to przede wszystkim z ograniczeniami
szkodliwego oddziaływania wykorzystanych silników
spalinowych oraz zmniejszeniem jednostkowego zużycia oleju napędowego. W związku z tym, że wielu
użytkowników nie stać na zakup nowoczesnych lokomotyw spalinowych za granicą, a polski przemysł
produkujący takie lokomotywy w zasadzie nie istnieje, pozostaje realizacja procesu modernizacji lokomotyw będących w eksploatacji.
Należy również zaznaczyć, że proces modernizacji
lokomotyw spalinowych wynika z następujących
przesłanek [3]:
• nadążenie za postępującym rozwojem technicznym
• spełnienie wymagań rynkowych w zakresie
utrzymania i eksploatacji
• równowaga pomiędzy poziomem technicznym
lokomotyw posiadanych i nowych
• wyższe wymagania maszynistów i obsługi serwisowej w stosunku do lokomotyw starszych
wiekiem.
Cele jakie stawia się w pracach projektowo-wdrożeniowych oczekiwane przez użytkowników w stosunku do modernizowanych lokomotyw spalinowych
to [4]:
20
• zmniejszenie zużycia oleju napędowego i środków smarnych
• ograniczenie szkodliwego oddziaływania na
środowisko naturalne w tym zmniejszenie emisji do atmosfery składników toksycznych spalin
takich CO, HC, NOx i cząstki stałe
• zmniejszenie wydzielania CO2 do atmosfery
• zwiększenie przebiegów eksploatacyjnych pomiędzy wykonywanymi przeglądami i naprawami oraz przetoczeniami obręczy
• zastosowanie nowoczesnych i trwałych aparatów, urządzeń i elementów o wydłużonym czasie eksploatacji.
Ponadto w prowadzonych modernizacjach stawia się
na ograniczenie emisji hałasu wewnętrznego
i pola magnetycznego w kabinach sterowniczych oraz
poprawę komfortu obsługi i bezpieczeństwa w kabinach w wyniku zastosowania nowoczesnych układów
pulpit-fotel, stosowania klimatyzacji oraz poprawę
widoczności sygnałów ze stanowiska sterowniczego.
Od połowy lat 80-tych prowadzone były częściowe
prace modernizacyjne a w zasadzie kosmetyczne, przy
czym dokonywano również procesu „remotoryzacji”
polegającego w zasadzie na wymianie przestarzałych
silników spalinowych. Wśród typowych lokomotyw
spalinowych przeznaczonych przede wszystkim do
ruchu liniowego – prowadzenie pociągów towarowych – najważniejsze modernizacje to [1, 2, 3, 4, 5,
6]:
• modernizacja lokomotywy ST44 wykonana
przez Bumar-Fablok Chrzanów na potrzeby
PKP LHS i Pol-Miedź-Trans
• modernizacja lokomotywy M62 wykonana
przez Rail Polska – Włosienica na potrzeby
własne
• modernizacja lokomotywy ST44 (311D) wykonana przez Newag – Nowy Sącz dla PKP LHS
i DB-Schenker
• modernizacja lokomotywy ST44 wykonana
przez PESA Bydgoszcz dla PKP Cargo, PKP
LHS i Pol-Miedź-Trans.
W pierwszych trzech przypadkach moc lokomotywy
została zwiększona o połowę, natomiast w czwartym
przypadku wymieniony silnik na nowocześniejszy
posiadał identyczną moc tak więc moc lokomotywy
nie uległa zmianie.
Należy nadmienić, że modernizacji podlegały również
spalinowe lokomotywy manewrowe które zostały
wyposażane w dodatkowe układy i urządzenia gwarantujące pełne bezpieczeństwo podczas ruchu na
torach Polskich Linii Kolejowych i były przeznaczane
do prowadzenia pociągów pasażerskich i towarowych.
W ostatnich dwóch latach poddano modernizacji
pierwszą lokomotywę liniową produkcji polskiej –
SU45 (przekształconą na ST45) – wykonaną przez
IPS „Tabor” Poznań i Pesa Bydgoszcz [5, 6]. Dotychczas z przewidywanych 20 lokomotyw wykonano
tylko cztery zmodernizowane lokomotywy eksploatowane z powodzeniem przez PKP Cargo . Obecnie
Instytut Pojazdów Szynowych wspólnie z Pesa Bydgoszcz realizuje projekt modernizacyjny spalinowej
lokomotywy typu 303D serii SU46.
Projekt lokomotywy zakłada zmianę przeznaczenia
lokomotywy z uniwersalnej na towarową oraz przystosowanie jej do wymagań TSI (techniczna specyfikacja interoperacyjności) obowiązujących w Unii
Europejskiej.
Lokomotywy typu 303D serii SU46 były produkowane w latach 1974-1977 przez Fabrykę W3 HCP Poznań (obecnie FPS). Była to pierwsza krajowa lokomotywa przystosowana do elektrycznego ogrzewania
wagonów w systemie 3 kV, które zapewniała prądnica
prądu przemiennego o mocy 440 kW. Ogółem wyprodukowano 54 szt. lokomotyw, przy czym dwie
ostatnie o nr 053 i 054 powstały dopiero w 1985 r. po
zaprzestaniu produkcji w 1977 w wyniku poleceń
politycznych.
Obecnie w eksploatacji w ruchu pasażerskim i towarowym znajduje się około 30 szt. lokomotyw serii
SU46.
możliwości trakcyjne do spełnienia przez zmodernizowaną lokomotywę to [7]:
• prowadzenie pociągu pasażerskiego o masie 430
ton na pochyleniu 0 ‰ z prędkością 100 km/h
• prowadzenie pociągu towarowego o masie 1700
• prowadzenie pociągu towarowego o masie 1500
• ruszanie z pociągiem o masie brutto 1500 ton na
pochyleniu 10 ‰
przy zachowaniu wartości oporów ruchu dla lokomotywy zmodernizowanej nie większych od oporów dla
lokomotywy przed modernizacją.
Głównymi celami prowadzonej modernizacji oczekiwanymi przez przyszłego użytkownika będzie poprawa parametrów technicznych i eksploatacyjnych lokomotyw.
Widok lokomotywy przed modernizacją przedstawiono na rys.1, a przewidywany wygląd po modernizacji
przedstawiono na rys. 2. Wyznaczone charakterystyki
lokomotywy prezentuje rys. 3.
Rys. 1 – Widok lokomotywy SU46 przed modernizacją
2. Parametry techniczne oracharakterystyka trakcyjna lokomotywy
Modernizowana spalinowa lokomotywa serii SU46
(ST46) po rezygnacji z funkcji ogrzewania składu
pociągu przeznaczona zostanie zasadniczo do prowadzenia pociągów towarowych z prędkościami do 100
km/h [7]. Oczekiwane przez przyszłego użytkownika
Rys. 2 – Widok ogólny projektu modernizowanej lokomotywy ST46 (303Da)
21
b)
a)
Rys. 3 – Charakterystyki zmodernizowanej lokomotywy ST46
(303Da) a – charakterystyka pociągowa; b- opory ruchu
Podstawowe parametry lokomotywy przed i po modernizacji przedstawiono w tabeli 1.
Parametry lokomotywy SU46 (ST46)
przed i po modernizacji)
L.p.
22
Nazwa parametru lub wielkość
Jednostka
Wartość parametru lub wielkość
przed modernizacją
po modernizacji
SU46 (303D)
ST46 (303Da)
1
Oznaczenie lokomotywy
2
Szerokość toru
3
Układ osi
4
Prędkość max.
5
Masa służbowa
Mg
102
≤
104
6
Nacisk nominalny zestawu kołowego
na tor
kN
170
≤
170
7
Przekładnia-
-
elektryczna DC/DC
elektryczna AC/DC
8
Max. siła pociągowa
317
przy ψ = 0,33
260
przy ψ = 0,26
9
Moc lokomotywy
10
Typ silnika spalinowego
11
Typ prądnicy głównej
12
Typ i moc prądnicy pomocniczej
13
Typ silnika trakcyjnego
14
Prędkościomierz
15
System sterowania
16
Typ i wydatek sprężarki powietrza
17
Napęd wentylatorów silników trakcyjnych
18
Układ smarowania obrzeży kół
19
Stała instalacja gasząca
-
Tabela 1
mm
1435
-
Co-Co
km/h
120
kN
kW
1650
1800
-
W2112SSF
12V4000R43L
-
GP846B1
prądu stałego
PCMOf106X
prądu stałego
m3/h
synchroniczna
firmy Lechmotoren
synchroniczna
firmy Lechmotoren
LSM 493 216
mechaniczny
RT9 i A16
elektrycznyEFA15
firmy „Deute Werke”
oporowy
elektroniczny
mikroprocesorowy
tłokowa
V2.15.8G, 190
Śrubowa
Atlas Capco 240
-
elektryczny silnik prądu
stałego
elektryczny silnik prądu
zmiennego
-
olejowe
olejowe firmy Rebs
gazowe na halon
firmy Fogtec na mgłę
wodną
-
3.
Ogólny opis projektu modernizacyjnego lokomotywy i przewidzianych do zabudowy nowych i zmodernizowanych urządzeń, zespołów
i układów
Zakres modernizacji wynikający przede wszystkim z
wymagań techniczno-eksploatacyjnych przyszłego
użytkownika dotyczył [8]:
• wymiany silnika spalinowego
• wprowadzenie zespołu prądnic synchronicznych
(głównej i pomocniczej)
• przygotowania miejsca pod prądnicę grzewczą
• zastosowania aparatów i urządzeń obwodów elektrycznych pomocniczych na napięcia 3x400 V, 230
V 50 Hz AC oraz 24 V DC z wykorzystaniem
przetwornicy statycznej
• wprowadzenia napędów pomocniczych (sprężarki,
wentylatorów, silników trakcyjnych, wentylatorów
głównych chłodnicy) z wykorzystaniem silników
prądu zmiennego i silników hydraulicznych
• rekonstrukcji układu pneumatycznego i hamulca
poprzez zastosowanie tablicy pneumatycznej, hamulca postojowego, sprężynowego, układu przeciwpoślizgowego, sprężarki powietrza typu śrubowego
• zabudowy nowych podpór gumowo-metalowych,
rekonstrukcji prowadzenia zestawu w ramie wózka, zabudowy układu smarowania obrzeży kół oraz
układu podgrzewania cieczy chłodzącej
• wprowadzenia mikroprocesorowego układu sterowania i diagnostyki
• rekonstrukcji kabin sterowniczych w zakresie poprawy ergonomii i mikroklimatu
• zastosowania układów bezpieczeństwa ruchu stosowanych w Polsce i w Niemczech
• zmiany okien czołowych, likwidacji drzwi od strony maszynisty, zabudowy nowych lamp sygnałowych i oświetlenia zewnętrznego
• zastosowania elektronicznych prędkościomierzy,
systemów radiołączności - polskiego i niemieckiego, urządzeń przeciwporażeniowych i przeciwpożarowych oraz układów pomiaru zużycia oleju napędowego
• wydłużenia przebiegów międzyprzeglądowych i
międzynaprawczych oraz wzrost współczynnika
gotowości technicznej.
Po zrealizowanej modernizacji lokomotywa SU46
zostanie nadal lokomotywą dwukabinową o układzie
Co-Co i prędkości maksymalnej 120 km/h.
Przewidywane rozmieszczenie maszyn i urządzeń w
zmodernizowanej lokomotywie przedstawiono na
rys.4.
W projekcie modernizacji lokomotywy zamierza się
wprowadzić następujące lub zmodernizowane urządzenia, podzespoły, zespoły i układy:
• zespół prądotwórczy tworzyć będą
– nowoczesny silnik spalinowy typu MTU
12V 4000 R43L (w miejsce silnika W 2112
SSF produkowanego na licencji Fiata) o
mocy 1800 kW i zużyciu jednostkowym paliwa poniżej 210g/kWh. Silnik odpowiada
wymaganiom ujętym w Rozporządzeniu
Ministra Gospodarki i Pracy (Dz. U. nr 202
poz. 1681 z dnia 19.08.2005), a ponadto cechuje się dużą niezawodnością, małym zużyciem środków smarnych, a zawartość
Rys.4 Ogólne rozmieszczenie głównych maszyn i urządzeń w
modernizowanej lokomotywieST46 (303 Da)
1- zespół prądotwórczy; 2- akumulatory; 3- tłumik wylotu spalin;
4- filtry powietrza; 5 – zbiorniki główne powietrza; 6- zbiorniki
pomocnicze powietrza; 7- tablica pneumatyczna; 8 – sprężarka, 9szafa WN/SN; 10-szafa NN1; 11- szafa NN2; 12- szafa sterująca;
13- kanał wentylacji zespołu prądnic; 14- piasecznice; 15- wentylator silników trakcyjnych; 16- szafka odzieżowa i umywalka; 17układ wodny umywalki; 18- układ p-poż; 19-klimatyzator; 20wentylator przedziału silnikowego; 21- zespół chłodnic; 22zbiornik płynu chłodzącego; 23- układ hydrostatyczny
23
składników toksycznych do atmosfery odpowiada poziomowi IIIA wg dyrektywy
2004/26/WE.
Proponowany silnik wymusza zabudowę
nowych układów wylotu spalin, chłodzenia,
napędu wentylatorów chłodnic, ujęcia powietrza do silnika, układu doprowadzenia
oleju napędowego oraz zastosowania nowych chłodnic i zbiornika wyrównawczego.
Proponowany widok agregatu prądotwórczego przedstawiono na rys. 5.
Rys. 5 – Widok ogólny agregatu prądotwórczego lokomotywy
typu 303Da(ST46)
1- silnik spalinowy MTU; 2- zespół prądnic LECHMOTOREN
•
•
•
•
24
– zespół prądnic synchroniczych, główna bezszczotkowa o mocy około 1500 kW i pomocnicza o mocy 100 kW. Prądnica główna
będzie połączona kołnierzowo z silnikiem
spalinowym
napędy pomocnicze sprężarki i wentylatorów
silników trakcyjnych realizować będą asynchroniczne silniki zasilane z przetwornic statycznych. Przetwornice zasilać będą również
schładzacze dachowe, nagrzewnice, ogrzewanie
szyb i kuchenkę elektryczną a ponadto służyć
będą do zasilania układów sterowania, ładowania akumulatorów i oświetlenia
obwody pomocnicze zasilane będą napięciami
3x400V i 230 V 50 Hz AC oraz 110 V i 24 V
DC, dla których źródłem będzie prądnica pomocnicza oraz zespół przetwornic statycznych
układy sterowania i diagnostyki realizowane
będą przez sterowniki mikroprocesorowe, manipulatory i układy zabudowane w szafie. Lokomotywa będzie mogła pracować pojedynczo
oraz w trakcji wielokrotnej.
układ pneumatyczny i układ hamulca wyposażony w tablicę pneumatyczną, zespół manipulatorów pulpitowych, hamulec postojowy typu sprężynowego oraz nowoczesną sprężarkę
śrubową
• układ prowadzenia środkowego zestawów kołowych w ramie wózka oraz wprowadzenie dodatkowych podpór elastycznych wózka gwarantować będzie pełne bezpieczeństwo ruchu zarówno na torach PKP PLK jak i DB. Ponadto
zestawy kołowe zostaną wyposażone w olejowy system smarowania obrzeży kół, a zlikwidowany zostanie sprzęg międzywózkowy.
Ogólne rozmieszczenie głównych (dodatkowych) podzespołów na wózku lokomotywy
ST46 (303Da) przedstawione na rys. 6.
Rys.6 - Ogólne rozmieszczenie głównych podzespołów wózka
lokomotywy ST46 (303Da) zmienionych w ramach modernizacji:
1- tłumiki hydrauliczne; 2- piąta podpora elastyczna; 3- hamulec
sprężynowy; 4- przesuwna oś środkowa.; 5- smarowanie obrzeży
kół
• urządzenia bezpieczeństwa ruchu w tym
układ samoczynnego hamowania pociągu
LZB/PZB stosowany na DB (kolejach niemieckich)
• dualne urządzenia radiołączności (łączność
analogowa oraz GSM-R) wyposażone w moduły zgodnie z wymaganiami kolei polskich i
niemieckich oraz spełniające wymagania w zakresie interoperacyjności dla kolei konwencjonalnych
• kabiny sterownicze zapewniające pełne bezpieczeństwo dla obsługi dwuosobowej wyposażone w:
– nowoczesne pulpity sterowniczy i pomocniczy
– nowoczesne fotele spełniające wymagania
ergonomii i zapewniające możliwość
szybkiej ewakuacji
– kamery boczne umożliwiające obserwację
do tyłu z obu stron lokomotywy
– układy klimatyzacji (schładzanie) oraz
ogrzewanie
– płytę grzewczą zabudowaną na pulpicie
pomocnika
– oświetlenie wnętrza z możliwością regulacji jego natężenia
– szafkę odzieżową, umywalkę oraz szafkę
narzędziową
Rys. 7 - Projekt wnętrza kabiny maszynisty lokomotywy spalinowej ST46 (303Da)
- nową izolację akustyczną i termiczną
gwarantującą tłumienie dźwięku i
zapewniającą właściwy komfort cieplny
- nowe wyłożenia wykonane z płyt
poliwęglowych i laminatów poliestrowoszkla-nych
- układ wykrywania i sygnalizacji pożaru
oraz stałą instalację gaszącą.
Propozycje wizualną kabiny sterowniczej zaakceptowana przez użytkownika zaprezentowano na rys. 7.
4. Podsumowanie
Wykonana zmodernizowana lokomotywa spalinowa
serii ST46 (303Da) zostanie skierowana w połowie
bieżącego roku do prób i badań zgodnie z wymaganiami Rozporządzenia Ministra Infrastruktury (Dz. U.
nr 212 z dnia 12.10.2005 poz. 1772 §4 pkt. 1).
W szczególności zostaną wykonane następujące
sprawdzenia, próby i badania:
• odbiorcze zgodnie z wymaganiami Warunków
Technicznych Odbioru
• wyznaczenie charakterystyk trakcyjnych
• określenie bezpieczeństwa przed wykolejeniem
oraz wyznaczenie oddziaływania dynamicznego lokomotywy na tor
• badania wpływu lokomotywy na pracę urządzeń srk oraz zakłóceń radioeletrycznych i
elektromagnetyczych emitowanych do wnętrza
i na zewnątrz lokomotywy
• badania układów hamulca, urządzeń przeciwpoślizgowych oraz urządzeń i układów związanych z bezpieczeństwem ruchu
• ocena własności akustycznych
• ocena warunków pracy maszynistów (pomiary
hałasu, oświetlenia, warunków komfortu i ergonomii oraz indukcyjności pola magnetycznego).
Po uzyskaniu pozytywnych wyników i terminowego
świadectwa dopuszczenia do eksploatacji zmodernizowana lokomotywa zostanie skierowana do prób
eksploatacyjnych tj. 12 miesięcznej normalnej eksploatacji z pociągami towarowymi.
W zakończeniu należy stwierdzić, że największe korzyści ze zmodernizowanych lokomotyw ST46
(303Da) osiągnięte zostaną tylko w przypadku wdrożenia do eksploatacji większej liczby lokomotyw.
Oczywistym jest, że efekty z przeprowadzonej modernizacji będą również widoczne dopiero po dłuższym okresie czasu, nie mniej jednak proces unowocześnienia parku lokomotyw spalinowych realizowanych przez zakupy nowych lokomotywa oraz przez
modernizację winien być prowadzony, gdyż w przeciwnym razie może w niedługim czasie zabraknąć na
torach Polskich Linii Kolejowych nowoczesnych krajowych spalinowych pojazdów trakcyjnych.
Literatura
[1] Marciniak Z.: Modernizacja lokomotywy spalinowej
typu M62 w oparciu o silnik 12CzN26/26 – konstrukcja i wyniki badań. Technika Transportu Szynowego, 2007, nr 1i 2.
[2] Marciniak Z.: Modernizacja lokomotyw spalinowych
– stan obecny i zamierzenia,. Materiały XVIII Konferencji Naukowej „Pojazdy Szynowe”, Katowice –
Ustroń, 2008.
[3] Marciniak Z.: Doposażenie, remotoryzacja oraz
modernizacja liniowych i manewrowych lokomotyw
spalinowych w Pesa Bydgoszcz S.A., Technika
Transportu Szynowego, 2009, nr 4 ÷ 5.
[4] Marciniak Z.: Polonizacja, remotoryzacja i modernizacja lokomotyw spalinowych eksploatowanych w
kraju. Pojazdy Szynowe, 2010, nr 1.
[5] Marciniak Z.: Nowe rozwiązania i układy w zmodernizowanej lokomotywie spalinowej typu 301Dd
serii ST45 do ruchu towarowego. Materiały XIX
Konferencji Naukowej Pojazdy Szynowe, Targanice
k/Andrychowa, 2010.
[6] Marciniak Z.: Projekty modernizacyjne spalinowych
lokomotyw
liniowych
i manewrowych wykonanych w Instytucie Pojazdów
Szynowych, Logistyka, 2010, nr 4.
[7] Michalak P., Bejenka K.: Specyfikacja techniczna
zespołów wyposażeniowych lokomotywy ST46.
Opracowanie niepublikowane – Pesa Bydgoszcz /
IPS „Tabor” - Z1/1611/OR-9727, Bydgoszcz / Poznań 04.2010.
[8] Zakres modernizacji lokomotywy spalinowej serii
SU46 (ze zmianą serii na ST46) Opracowanie niepublikowane PKP Cargo, 2009.
25
dr inż. Marek Sobaś
Warunki wprowadzenia do eksploatacji używanych
pojazdów szynowych trakcyjnych oraz tocznych
W artykule przedstawiono metodykę zagospodarowania osi staroużytecznych w
pojazdach szynowych trakcyjnych oraz tocznych. Przedstawiono sposób kwalifikacji osi zestawów kołowych z użyciem metod diagnostycznych. Artykuł został
opracowany w ramach projektu badawczo-rozwojowego Nr R 10 004806/2009
pt. „Mikroprocesorowy system diagnostyczny głównych systemów trakcyjnego
pojazdu szynowego uwzględniający ocenę bieżącą i prognozowanie stanów”,
finansowanego z budżetu Ministerstwa Nauki i Szkolnictwa Wyższego.
1. WSTĘP
Istotnym problemem w kolejnictwie jest zagospodarowanie osi zestawów kołowych, które najczęściej posiadają bardzo zaawansowany wiek. Taki
przypadek występuje wtedy, gdy pojazd z różnych
powodów jest złomowany, ale np. właściciel dokonuje
selekcji części, które ze względu na swój stan techniczny nadają się do dalszej eksploatacji. Najczęstszym powodem złomowania jest wiek pojazdu i związany z nim stan techniczny, który nie kwalifikuje go
jako całości do dalszej eksploatacji. Osie tak wyselekcjonowane określa się mianem osi „staroużytecznych”. Zagospodarowanie tych osi w sposób racjonalny przyczynia się niewątpliwie do zwiększenia konkurencyjności taboru szynowego. W przypadku niektórych pojazdów, zwłaszcza wagonów towarowych
koszty zestawów kołowych (w tym osi) stanowią
istotny udział w całkowitym koszcie produkcji. Rozstrzygającym zagadnieniem, dającym podstawę do
zagospodarowani osi staroużytecznych jest w tym
przypadku uznanie poglądu, że podstawą do kwalifikacji do dalszej eksploatacji jest stan techniczny osi, a
nie jej wiek. Takie sformułowanie problemu jest dużo
bardziej uzasadnione z punktu widzenia technicznego
oraz ekonomicznego. Stan techniczny osi zależy w
dużym stopniu od producenta oraz użytkownika pojazdu, który w takim przypadku jest bardziej zainteresowany utrzymaniem osi zestawu kołowego po to, aby
można było ją bezpiecznie użytkować jak najdłużej.
Metodyka kwalifikacji osi zestawów kołowych powinna w sposób maksymalny zapewnić bezpieczeństwo eksploatacyjne. Należy również zauważyć, że
zwiększył się zasób wiedzy w naszym kraju oraz w
Europie na temat warunków wykonania i odbioru,
wytrzymałości zmęczeniowej oraz warunków eksploatacyjnych. Problematyka ograniczenia wieku użytkowania zestawów kołowych wiąże się z planowaną
żywotnością układów biegowych, który jest istotną
częścią pojazdów szynowych. Taki sposób podejścia
26
jest przedstawiony w ORE/ERRI B12/Rp.14/D [26],
gdzie oszacowany wiek standaryzowanych układów
biegowych wynosi 40 lat. Tak więc w zamyśle autorów raportu takie części wysoko obciążone jak ramy
(przeważnie konstrukcje spawane), elementy zawieszenia jak sprężyny śrubowe i resory oraz osie powinny wykazywać taką minimalną żywotność. Wykonawstwo tych części w istotny sposób rzutuje na koszty
wykonania całego układu biegowego. Warto dodać, że
istotnym argumentem świadczącym za zagospodarowaniem osi staroużytecznych jest fakt, że metodyka
obliczeń wytrzymałości statycznej oraz zmęczeniowej
osi zestawów kołowych wg PN-EN 13103:2009 (osie
pojazdów tocznych) [8] oraz wg PN-EN 13104:2009
(osie pojazdów trakcyjnych) [9] nie określa granicznej
żywotności osi. Metodyka obliczeń ta jest oparta na
wcześniej stosowanych przepisach ORE/ERRI np. w
raporcie ORE/ERRI B136/Rp.11/D [27] oraz w karcie
UIC 515-3 [22]. Jak pokazały badania doświadczalne
przeprowadzone na próbkach osi zestawów kołowych
w skali 1:1 granica zmęczenia na obustronne zginanie
Zgo została ustalona na poziomie 200 MPa, a wiec
identycznym jak przewiduje norma PN-EN
13261+A1:2011[11] dla stali EA1N. Próbki te były
wykonane ze stali St5P wg PN-64/H-84027 [16]. Poprawność przeprowadzonych badań stanowiskowych
potwierdziła eksploatacja komercyjna. Artykuł jest
kontynuacją prac studialnych, poświęconej problematyce osi zestawów kołowych, zawartych w [1÷4].
2. METODYKA KWALIFIKACJI
2.1. DEFINICJA OSI STAROUŻYTECZNEJ
Przez oś „staroużyteczną” rozumie się taką, która:
⇒ była już w sposób ciągły użytkowana w długoletniej eksploatacji komercyjnej w pojazdach
trakcyjnych (lokomotywy, pojazdy trakcyjne,
Zestawienie składu chemicznego gatunków stali wg PN-84/H-84027/03 [17] w porównaniu ze stalą EA1N wg PN-EN
13261+A1:2011 [11]
Tabela 1
Gat.
stali
EA1N
P35G
P35
P40
C
Si
0,40
0,30÷0,40
0,30÷0,40
0,37÷0,45
0,50
0,15÷0,35
0,15÷0,35
0,15÷0,35
Mn
P
S
Cr
Cu
Zawartość procentowa pierwiastków
1,20
0,020
0,020
0,30
0,30
0,040
0,30
0,30
0,80÷1,20 0,040
0,040 0,90÷1,20
0,30
0,50÷1,00 0,040
0,040
0,30
0,30
0,60÷0,90 0,040
Mo
Ni
V
0,08
0,05
0,05
0,05
0,30
0,30
0,30
0,30
0,06
0,05
0,06
0,05
Zestawienie własności wytrzymałościowych gatunków stali wg PN-84/H-84027/03 [17] w porównaniu ze stalą EA1N
wg PN-EN 13261+A1:2011[11]
Tabela 2
Gatunek stali
EA1N
P35G
P35
P40
ReH
Rm
A5
KU w kierunku wzdłużnym
[MPa]
≥320
≥300
≥280
≥300
[MPa]
550÷650
550÷650
500÷650
min. 560
[%]
≥22
≥23
≥21
≥20
[J]
≥30
≥60
≥50
≥50
KU w kierunku poprzecznym
[J]
≥20
≥20
≥20
-
pojazdy specjalne) lub tocznych (wagony
osobowe, wagony towarowe)
⇒ jej przebieg eksploatacji jest „odtwarzalny”.
Podstawowym warunkiem kwalifikacji osi „staroużytecznej” do dalszej eksploatacji jest udokumentowanie
jej pochodzenia i dotychczasowego przebiegu eksploatacyjnego.
Zainteresowany musi udowodnić:
⇒ pod jakimi pojazdami była ona eksploatowana
⇒ jej przebieg kilometrowy.
W przypadku wagonów towarowych nie jest to możliwe, w związku z czym należy podać pod jakim wagonem (wagonami) była eksploatowana. Należy się
spodziewać, że osie „stroużyteczne” będą wykonane
ze stali P35G, P35, natomiast w przypadków pojazdów trakcyjnych ze stali P40 wg PN-84/H-84027/03
[17] oraz wykonanych wcześniej ze stali A1N wg
karty UIC 811-1 [23]. Skład chemiczny poszczególnych stali w porównaniu ze stalą EA1N wg PNEN13261+A1:2011 [11] jest przedstawiony w tabeli
1.
Własności wytrzymałościowe stali P35G, P35 oraz
P40 w porównaniu ze stalą EA1N wg PN-EN13261
+A1:2011 [11] są przedstawione w tabeli 2.
Stanowisko do badań zmęczeniowych było wykonane
przez HCP Cegielski w Poznaniu wg dokumentacji
konstrukcyjnej, opracowanej w IPS „Tabor”. Przedmiotem badań porównawczych były próbki rolowane
(utwardzane powierzchniowo) oraz nie utwardzane
powierzchniowo) osi zestawów kołowych, standardowych typu A wg karty UIC 510-1 [20] oraz normy
PN-92/K-91048 [19] o wymiarach czopa 120×179
mm. Wymiary poszczególnych stref osi są przedstawione na rys.2.
Legenda:
1. Próbka do badań
2. Pulsator obciążający górny
3. Pulsator obciążający dolny
4. Pulsator odciążający górny
5. Pulsator odciążający dolny
6. Wał Cardana
7. Przekładnia kątowa
8. Zabezpieczenie
9. Mocowanie próbki osi
10. Napęd maszyny
Rys.1. Schemat maszyny do badań zmęczeniowych osi zestawów
kołowych wg [5]
27
Rys.2. Oś zestawu kołowego typu A o wymiarach czopa 120×179 mm
Rys.3. Krzywa zmęczenia „zapiaścia” osi zestawu kołowego typu UIC z 90% przedziałem ufności wg [5]
Opis badań próbek osi w skali 1:1 oraz ich wyniki
zostały szczegółowo przedstawione w opracowaniu
[2]. Przedmiotem badań była strefa „zapiaścia” osi,
tzn. strefy za osadzeniem koła. W przypadku próbek
nie poddanych procesowi rolowania powierzchniowego osiągnięto tą samą granicę zmęczenia „zapiaścia” osi zestawu kołowego, która jest wymieniona w
normie PN-EN 13261+A1:2011 [11] tzn. 200 MPa.
Wyniki badań poszczególnych próbek osi nie poddanych procesowi rolowania są przedstawione na rys.3.
Wykonawcą wszystkich próbek osi był Huta 1-go
Maja w Gliwicach. Podpiaście i „zapaście” próbek osi
rolowano (utwardzano powierzchniowo) przy
następujących parametrach:
nacisk na rolkę 26,5 kN
średnica rolki 150 mm
promień rolki 15 mm.
Głębokość warstwy utwardzonej odpowiadająca tym
parametrom rolowania wynosiła od 2,4÷4,8 mm, co
odpowiadało wzrostowi twardości od 24 do 48%.
Wszystkie próbki osi były wykonane ze stali St5P wg
PN-64/H-84027 [16] i pochodziły z jednego wytopu.
Jak pokazały badania próbek, średnia granica
zmęczenia Zgo próbek z rolowanym „zapiaściem” osi
wyniosła 245 MPa, co dało wzrost w stosunku do
granicy zmęczenia dla osi nie poddanych procesowi
rolowania, wynoszącej 200 MPa. Można więc
wyciągnąć wniosek, że rolowanie powierzchniowe
przyczyniające się do umocnienia powierzchniowego
jest zabiegiem technologicznym, zwiększającym
28
wytrzymałość zmęczeniową. Stal St5P wg PN-64/H84027 [16] odpowiada pod względem składu
chemicznego i własności wytrzymałościowych stali
P35 lub P35G. Porównanie składu chemicznego i
własności wytrzymałościowych stali P35G, P35,P40
EA1N i St5P jest przedstawione odpowiednio w
tabeli 3 i
Analizując tabelę 3 i 4, można wyciągnąć wniosek, że
pozytywne wyniki rolowania powierzchni osi zestawów kołowych mogą odnosić się również do stali P35,
P35G (również wykonanej wg normy PN-91/K84027/03 [18] oraz EA1N wg PN-EN 13261+A1:2011
[11]. Charakterystyczne jest również to, że stal St5P
posiada dużo większą zawartość fosforu i siarki aniżeli
pozostałe stale oraz nie zawiera pierwiastków stopowych takich jak np. chrom, miedź molibden, nikiel i
wanad. W wyniku przeprowadzonych badań zmęczeniowych na stanowisku badawczym można stwierdzić,
że rolowanie jednoznacznie zwiększa granicę zmęczenia na obustronne zginanie obrotowe osi zestawu kołowego.
2.2. KWALIFIKACJA OSI
2.2.1. ZNAKOWANIE
Podstawą do zakwalifikowania osi „staroużytecznej” do dalszej eksploatacji jest znakowanie na
osi, gdzie na powierzchniach czołowych powinny być
wybite następujące znaki:
- numer kolejny osi danego wytopu
- znak gatunku stali (oznaczenie stali) i sposób obróbki cieplnej
Zestawienie składu chemicznego gatunku stali St5P wg PN-64/H-84027 [16] w porównaniu z gatunkami stali wg PN84/H-84027/03 [17] stalą EA1N wg PN-EN 13261+A1:2011 [11]
Tabela 3
C
Si
EA1N
0,40
0,50
1,20
0,020
0,020
0,30
P35G
0,30÷0,40
0,15÷0,35
0,80÷1,20
0,040
0,040
P35
0,30÷0,40
0,15÷0,35
0,50÷1,00
0,040
P40
0,37÷0,45
nie określa
się
0,15÷0,35
0,60÷0,90
max.0.50
max 1,0
Gat.
stali
St5P
Mn
P
S
Cr
Cu
Zawartość procentowa pierwiastków [%]
Mo
Ni
V
0,30
0,08
0,30
0,06
0,30
0,30
0,05
0,30
0,05
0,040
0,90÷1,20
0,30
0,05
0,30
0,06
0,040
0,040
0,30
0,30
0,05
0,30
0,05
0,050
0,050
-
-
-
-
-
Zestawienie własności wytrzymałościowych gatunku stali St5P wg PN-64/H-84027 [16] w porównaniu z gatunkami
stali wg PN-84/H-84027/03 [17] stalą EA1N wg PN-EN 13261+A1:2011 [11]
Tabela 4
ReH
Rm
A5
KU w kierunku wzdłużnym
[MPa]
[MPa]
[%]
[J]
KU w kierunku poprzecznym
[J]
EA1N
≥320
550÷650
≥22
≥30
≥20
P35G
≥300
550÷650
≥23
≥60
≥20
P35
≥280
500÷650
≥21
≥50
≥20
P40
≥300
min. 560
≥20
≥50
-
St5P
-
500÷650
≥21
-
-
Gatunek stali
- miesiąc i rok wykonania (dwie ostanie cyfry roku)
- znak producenta (wytwórni)
- znak kontroli jakości producenta
- znak kontroli użytkownika (np. inspektora odbiorczego PKP)
- inne znaki uzgodnione z zamawiającym.
Znaki powinny być wybite na zimno „stemplem” o
krawędziach zaokrąglonych na powierzchniach czołowych osi zestawu kołowego i powinny być czytelne.
Brak widocznych znaków na powierzchni czołowej
osi jest poważnym argumentem za przerwaniem procedury dopuszczenia osi zestawów kołowych do dalszej kwalifikacji do eksploatacji. Nie wiadomo bowiem z jakiej stali osi została wykonana.
2.2.2. KONTROLA WIZUALNA
Celem kontroli wizualnej VT jest sprawdzenie uszkodzeń osi okiem nieuzbrojonym.
Kryteria oceny wizualnej:
- niedopuszczalne jest występowanie wad widocznych
gołym okiem tzn. w kierunku wzdłużnym, w kierunku obwodowym oraz w kierunku poprzecznym (odpowiednio rys.4, rys.5 oraz rys.6).
Rys.4. Wada osi w kierunku wzdłużnym wg PN-EN 15313 [15]
29
Rys.5. Wada osi w
kierunku obwodowym,
mająca charakter wytarcia wg PN-EN 15313
[15]
Rys.6. Wada osi w kierunku poprzecznym (pęknięcia na
obwodzie) wg PN-EN 15313 [15]
- uszkodzeń na powierzchniach poszczególnych strefach osi powstałych w wyniku uderzeń mechanicznych; w przypadku ich stwierdzenia osi nie można
dalej kwalifikować; uszkodzenia tego rodzaju mogą
być źródłem uszkodzeń zmęczeniowych osi, propagującym szybko do wewnątrz materiału, a w konsekwencji powodującym pęknięcia i zagrażają bezpiecznej eksploatacji.
- jakiegokolwiek znakowania na powierzchniach nośnych osi (czop osi, powierzchnie osadcze, przedpiaście, część środkowa osi, na promieniach przejściowych pomiędzy poszczególnymi powierzchniami
nośnymi) za pomocą znaków wklęsłych.
⇒ sprawdzeniu stanu gwintów do mocowania pierścienia dociskowego.
Pomiary parametrów chropowatości należy przeprowadzić elektronicznym przyrządem do pomiaru chropowatości mierzącym wszystkie trzy parametry chropowatości Ra, Rt oraz Rz; Zabrania się pomiarów
chropowatości za pomocą wzorców chropowatości, ze
względu na subiektywność w ocenie stanu powierzchni. Zwraca się uwagę na kontrolę parametru Rt, jako
największą wysokość nierówności profilu, czyli odległość między dwiema liniami równoległymi do linii
średniej, z których jedna przechodzi przez najwyższy
punkt profilu (linia wierzchołków), a druga przez najniższy punkt (linia wgłębień). Parametr Rt jest przedstawiony na rys.7.
Legenda:
RZ (Rt)
Zvi - linia wierzchołków
Zpi - linia wgłębień
l - długość odcinka elementarnego
Rys.7. Definicja parametru Rt
Należy zwrócić uwagę na fakt, że parametr ten bardziej charakteryzuje wrażliwość powierzchni na działanie karbu. Przykład zależności wytrzymałości zmęczeniowej od parametru Rt jest przedstawiony na
rys.8.
2.2.3. SPRAWDZENIE GEOMETRII OSI
Oś należy kwalifikować w oparciu o dokumentację konstrukcyjną.
W oparciu o rysunek konstrukcyjny należy dokonać
pomiarów:
⇒ podstawowych wymiarów długościowych, średnic: czopa, przedpiaść, podpiaść, części środkowych osi, promieni przejściowych pomiędzy poszczególnymi strefami osi
⇒ wymaganych parametrów chropowatości osi dla
poszczególnych stref osi,
⇒ odchyłek kształtu i położenia,
⇒ sprawdzeniu wymiarów nakiełków osi oraz
30
Rys.8. Zależność współczynnika βP (współczynnik stanu
powierzchni), charakteryzującego wrażliwość na działanie karbu
od parametru Rm wg [6]
(podpiaść) dla głowic do badań ultradźwiękowych. Zastosowanie metody szczegółowej badań ultradźwiękowych, która
wiąże się z koniecznością stłaczania kół,
tarcz hamulcowych, kół zębatych oraz
pierścieni wewnętrznych łożysk osiowych
jest pracochłonne i wiąże się z ryzykiem
uszkodzenia powierzchni osadczych. Nie
mniej jest to konieczne ze względu na
fakt, że dostępne są wszystkie powierzchnie osi zestawu kołowego. Badania ultradźwiękowe należy przeprowadzić zgodnie
z instrukcją, która jest uzgodniona pomiędzy klientem a zamawiającym. W takim
przypadku wskazane byłoby opracowanie
karty badań ultradźwiękowych, która zawierałaby następujące dane:
Rys.9. Zależność parametru R a od parametru R t
Współczynnik βP (KF), przedstawiony na wykresie jest
wstawiany do wzoru na pojedynczą amplitudę i określa wytrzymałość zmęczeniową w sposób następujący:
(1)
σ A2 = σ A ⋅ K F ⋅ K O
σA2 - amplituda, określająca wytrzymałość zmęczeniowa próbki z karbem
σA - amplituda, określająca wytrzymałość zmęczeniową próbki gładkiej bez zmiany kształtu
KF - współczynnik stanu powierzchni
KO - współczynnik wielkości próbki (zależności od
średnicy próbki).
Zależność parametru Rt od parametru Ra jest przedstawiona na rys.9.
W przypadku kontroli średnic czopów, przedpiaść oraz
podpiaść (osadzeń) należy zwrócić uwagę na ich
wartość. Jeśli wartość wymiarów średnic osiągnęła już
wymiar kresowy nie można już osi dalej kwalifikować
do eksploatacji. Przeprowadzone pomiary należy
udokumentować w karcie pomiarowej.
2.2.4. KONTROLA ULTRADŹWIĘKOWA
Kontrolę wad wewnętrznych w osi należy
przeprowadzić wg metody szczegółowej metodą ultradźwiękową UT. Badania należy przeprowadzić w
oparciu o instrukcję uzgodnioną z przedstawicielem
użytkownika-klienta. Personel prowadzący badania
powinien być kwalifikowany i certyfikowany zgodnie
z normą europejską EN 473 [7] lub kartą UIC 960
[25]. Badania szczegółowe wymagają dostępności
wszystkich badanych fragmentów osi zestawu kołowego. W takim przypadku należy stłoczyć koła, tarcze
hamulcowe lub koła zębate, aby był dostęp do osadzeń
datę przeprowadzenia badań ultradźwiękowych
nr osi kontrolowanego zestawu kołowego
rodzaj badań ultradźwiękowych
(badania uproszczone, częściowo
uproszczone lub szczegółowe)
imię i nazwisko operatora, przeprowadzającego
badania
rodzaj użytych głowic oraz miejsce ich przyłożenia
zmierzone osłabienie echa
rezultat badań ultradźwiękowych tzn. pozytywny lub negatywny
ewentualny opis wykrytej wady i jej lokalizację
ostatnią datę przeprowadzenia wzorcowania
aparatury.
2.2.5. KONTROLA MAGNETOSKOPOWA
Kontrolę wad zewnętrznych w osi należy
przeprowadzić metodą magnetoskopową MT wg instrukcji uzgodnionej z przedstawicielem użytkownikaklienta. Jako kryteria oceny dopuszczalnych wad zewnętrznych tzn.:
⇒ maksymalną długość pojedynczych wad
⇒ maksymalną długość całkowitą wszystkich
wad.
Dla poszczególnych stref (zakresów) osi należy przyjąć dla kategorii 2 wg tabeli 8 p.3.7.2.2 PN-EN
13261:2011+A1 [11]. Kategoria 2 osi jest przeznaczona dla pojazdów, przystosowanych do prędkości
mniejszej od 200 km/h.
Kryteria dotyczące dopuszczalnych wad zewnętrznych
na powierzchniach osi dla badań magnetoskopowych
są podane w tabeli 5.
31
Rys.10. Podział na strefy osi zestawu kołowego w związku z kryteriami badań magnetoskopowych wg tabeli 3
Kryteria dotyczące dopuszczalnych wad zewnętrznych na
powierzchniach osi dla badań magnetoskopowych
Tabela 5
L.p.
Strefa
1
z0
2
z1
3
z2
≤ 6 mm
≤ 6mm
4
z3
≤ 10 mm
≤ 30 mm
1)
Kategoria 2
Maksymalna
Maksymalna dłudługość pojegość całkowita
dynczych wad1)
wszystkich wad
0
0
≤ 6 mm
≤ 6 mm
przez wady pojedyncze rozumie się takie, których wzajemna
odległość wynosi minimum 10 mm
Poszczególne strefy osi z0, z1, z2 i z3 są podane na
rys.10.
Każdą oś po badaniach magnetoskopowych należy
koniecznie poddać procesowi rozmagnesowania. Magnetyzm szczątkowy (po procesie rozmagnetyzowania) nie może przekraczać 320 A/m=4Gs=0,4 mT.
2.2.6. PRZYGOTOWANIE OSI DO PONOWNEJ
EKSPLOATACJI
wierzchni kolejowej, odprysków metalicznych pochodzących z procesów zużycia. Problematyka właściwego doboru powłoki malarskiej jako zabezpieczenia
antykorozyjnego została szczegółowo omówiona w
opracowaniu [3]. Powłoka klasy 2 powinna posiadać
odpowiednią grubość, którą należy mierzyć po jej
wykonaniu (najlepiej za pomocą grubościomierza
elektronicznego) oraz posiadać odpowiednią przyczepność, odporność na odrywanie, na działanie wody
morskiej, mediów korozyjnych jak również na działanie cyklicznych obciążeń mechanicznych. Pomiar tych
właściwości powinien być przeprowadzony na zgodność z PN-EN 13261+A1:2011 [11]. Zaleca się, aby w
przypadku
nawisów piast kół jezdnych, kół zębatych i tarcz hamulcowych dokonywać zabezpieczenia
„ukrytych zagłębień” przed korozją za pomocą środka
antykorozyjnego LOCTITE 5699. Zagadnienie to jest
opisane szerzej w opracowaniu [3].
4. ALGORYTM KWALIFIKACJI OSI
Algorytm kwalifikacji osi „staroużytecznych” jest
przedstawiony na rys.11.
KONTROLA ZNAKOWANIA
Oś powinna być zabezpieczona powłoką malarską antykorozyjną klasy 2 zgodnie z tabelą 11
p.3.9.1.1 wg PN-EN 13261+A1:2011 [11] w strefach
poza osadzeniami.
Zabezpieczenie antykorozyjne traktuje się tutaj jako
istotny czynnik zapewnienia wytrzymałości zmęczeniowej zgodnie z p.7.2 normy PN-EN 13103:2009 [8].
Ustalone granice zmęczenia dla osi zestawów kołowych obowiązują wtedy, gdy „warunki eksploatacji
zapewniają prawidłowe zabezpieczenie przed korozją
przez cały czas użytkowania osi. Jeżeli istnieją wątpliwości, że zabezpieczenie przed korozją nie będzie
skuteczne, to graniczne naprężenia powinny być podzielone przez współczynnik uzgodniony przez projektanta i Zamawiającego, uwzględniający przepisy
utrzymania stosowane przez użytkownika.” Z takiego
zapisu można wnioskować, że metodykę wyznaczania
sił oraz naprężeń w poszczególnych strefach osi można uznać za miarodajną, jeśli producent gwarantuje
prawidłowe zabezpieczenie antykorozyjne powierzchni znajdujących się poza osadzeniami osi. Zabezpieczenie antykorozyjne, które jest właściwie dobrane,
powinno chronić powierzchnię osi przed uszkodzeniami mechanicznymi, typu uderzenia tłucznia na32
KONTROLA WIZUALNA
KONTROLA GEOMETRII OSI
KONTROLA ULTRADŹWIĘKOWA
KONTROLA MAGNETOSKOPOWA
PRZYGOTOWANIE OSI (MALOWANIE)
Rys.11. Algorytm kwalifikacji osi „staroużytecznych”
Schemat przedstawiony na rys.11 jest uproszczony i
ogranicza się do zasadniczych czynności, które należy
wykonać przy kwalifikowaniu osi „staroużytecznych”.
Warunkiem rozpoczęcia kolejnego etapu jest pozytywne zakończenie poprzedzającego. Szczególną
uwagę należy zwrócić na stronę diagnostyczną całego
zagadnienia. Zwłaszcza na pozytywny wynik badań
diagnostycznych tzn. badań wizualnych, badań ultradźwiękowych oraz badań magnetoskopowych. Jak
wykazuje dotychczasowa praktyka eksploatacyjna na
bezpieczeństwo jazdy w aspekcie kwalifikowanych osi
zestawów kołowych mają elementy bezpośrednio
współpracujące jak np. koła czy łożyska. Okazuje się,
że jedną z przyczyn pęknięć osi jest zatarcie łożyska.
W przypadku utraty zdolności obrotowej łożyska,
spowodowanej np. zbyt małymi luzami promieniowymi łożyska, złą jakością smaru, jego zanieczyszczeniami opiłkami metalicznymi uszkadzających się
elementów jak np. wałeczków lub koszyka następuje
najczęściej poluzowanie pierścieni wewnętrznych
łożyska, które mając dużo większą twardość powodują
„skrawanie powierzchni czopa” i w konsekwencji
utratę nośności tej części osi (pękniecie czopa). Procesowi temu towarzyszy bardzo duża emisja ciepła, powodując częściowe lub całkowite „stopienie” smaru.
Procesy zatarcia łożysk odbywają się w krótkich okresach czasu i często urządzenia do wykrywania przegrzanych łożysk, rozmieszczone wzdłuż toru nie mogą
ich wykryć. Na aspekt ten należy zwrócić uwagę,
zwłaszcza że w większości zarządów kolejowych panuje tendencja wykorzystywania łożysk posiadających
wiek 40 lat i powyżej, gdzie ryzyko powstania tego
typu zjawisk jest znacznie większe.
W przypadku zastosowania zestawów kołowych z
osiami „staroużytecznymi” należy przestrzegać
wszystkich wymagań związanych w wymaganiami
dotyczącymi kół, które są zawarte w PN-EN
13262+A1:2009 [12], PN-EN 13715:2008 [13], PNEN 13979-1:2007 [14], karty UIC 510-5 [21] oraz
wymagań montażu kół, przedstawionych w PN-EN
13260:2009 [10] oraz karty UIC 813 [24].
5. WNIOSKI
Wprowadzenie do eksploatacji osi „staroużytecznych” ma poważny wymiar ekonomiczny, rzutujący na pozycję rynkową transportu szynowego. Warunkiem powodzenia takiego przedsięwzięcia jest
ścisłe przestrzeganie zaproponowanych procedur.
Bardzo ważną rolę odgrywa tutaj pozytywny wynik
badań diagnostycznych tzn. badań wizualnych, badań
ultradźwiękowych oraz badań magnetoskopowych.
Osie takie po przejściu wszystkich wymaganych procedur mogą być uznane jako spełniające wymagania
dla bezpiecznej eksploatacji komercyjnej. Należy
zwrócić szczególną uwagę na to, że oś jest powiązana
bezpośrednio z innymi elementami układu biegowego,
do których można zaliczyć koła, maźnice wraz z łożyskami oraz tarcze hamulcowe lub koła zębate. Niewłaściwy montaż lub dysfunkcja któregoś z wymienionych elementów może prowadzić do ograniczenia
żywotności samej osi. Określenie granicznego wieku
nie ma większego sensu technicznego. Jak pokazuje
praktyka eksploatacyjna nawet wiek 40 lat jest przekraczany i nie powoduje to wypadków kolejowych. Z
przeprowadzonych ekspertyz, dotyczących przyczyn
uszkodzeń osi zestawów kołowych wiek osi zestawów
kołowych nigdy nie był podnoszony jako przyczyna
wypadku lub katastrofy kolejowej. Wiek uszkodzoPOJAZDY SZYNOWE NR 1/2012
nych zestawów kołowych był różny, a miejsca
uszkodzeń oraz przyczyny ich powstawania bardzo
różne. Wątpliwości budził przede wszystkim stan
zestawów kołowych (np. zaawansowana korozja na
przedpiaściu lub w części środkowej osi), stwierdzano
uszkodzenia mechaniczne, jako zarodki pęknięć
zmęczeniowych oraz utratę funkcji obrotowej łożysk.
Z przeprowadzonych ekspertyz wynika jednak jasno,
że właściwa droga do bezpiecznej eksploatacji jest
związana z rozwojem i prawidłowym stosowaniem
metod diagnostycznych. Kontrola ta powinna być
udokumentowana, tak aby można było w krótkim
czasie wprowadzić „monitoring” eksploatowanych osi
zestawów kołowych, który mógłby prowadzić
użytkownik taboru. Właściwa kwalifikacja osi i
prawidłowy sposób zabudowy gwarantuje bezpieczną
eksploatację. Niniejsze opracowanie zawiera ogólne
wytyczne dotyczące sposobu kwalifikacji osi
„staroużytecznych”. Na podstawie tych wytycznych
można opracować dokumenty, posiadające charakter
szczegółowych instrukcji kwalifikacji. Dokumenty
takie powinien opracować użytkownik taboru
pojazdów szynowych i przedłożyć je do zatwierdzenia
jednostce certyfikującej. Taki dokument może mieć
dopiero charakter całkowicie utylitarny.
5. LITERATURA
[1] Sobaś M.: Diagnostyka osi zestawów kołowych układów
biegowych pojazdów
trakcyjnych i tocznych.
Pojazdy Szynowe nr 4/2010
[2] Sobaś M.: Kryteria obiektywnej oceny prognozowanych
stanów osi zestawów osi zestawów kołowych pojazdów
trakcyjnych. Pojazdy Szynowe nr 1/2011.
[3] Sobaś M.: Zabiegi technologiczne zwiększające żywotność osi zestawów kołowych. Pojazdy Szynowe nr
4/2011
[4] Sobaś M.: Przedsięwzięcia zwiększające prognozowaną
żywotność osi zestawów kołowych w skali unii europejskiej. Pojazdy Szynowe nr 1/2012.
[5] Stasiak L.: Doświadczalna determinacja charakterystyk
wytrzymałości zmęczeniowej osi zestawów kołowych
pojazdów szynowych. Rozprawy Nr 173. Poznań 1986.
[6] Tauscher H.: Dauerfestigkeit von Stahl und Gusseisen.
4-te neuaufbearbeitete Auflage, Leipzig 1982.
[7] EN 473: Kwalifikacja i certyfikacja personelu do badań
nieniszczących. Ogólne zasady.
[8] PN-EN 13103:2011: Kolejnictwo. Zestawy kołowe i
wózki. Osie zestawów kołowych tocznych. Zasady konstrukcji.
wózki. Osie zestawów kołowych napędnych. Zasady
konstrukcji.
wózki. Zestawy kołowe. Wymagania dotyczące wyrobu.
[11] PN-EN 13261+A1:2011: Kolejnictwo. Zestawy kołowe i wózki. Osie. Wymagania dotyczące wyrobu.
[12] PN-EN 13262+A1:2009: Kolejnictwo. Zestawy kołowe i wózki. Koła. Wymagania dotyczące wyrobu.
wózki. Koła. Zewnętrzne zarysy wieńców kół.
33
[14]
[15]
[16]
[17]
[18]
[19]
[20]
[21]
34
PN-EN 13979-1:2007: Kolejnictwo. Zestawy kołowe i wózki. Koła monoblokowe. Procedura dopuszczenia. Część 1: Koła kute i walcowane.
PN-EN 15313: Kolejnictwo. Zestawy kołowe znajdujące się w eksploatacji. Utrzymanie zestawów
kołowych w stanie zabudowanym lub po demontażu.
PN-64/H-84027: Stal dla kolejnictwa. Osie zestawów kołowych. Gatunki.
PN-84/H-84027/03: Stal dla kolejnictwa. Osie
zestawów kołowych do pojazdów szynowych. Gatunki.
PN-91/H-84027/03: Stal dla kolejnictwa. Osie
zestawów kołowych do pojazdów szynowych. Gatunki.
PN-92/K-91048: Wagony towarowe. Osie zestawów kołowych.
Karta UIC 510-1: Wagony towarowe. Układ biegowy-Normalizacja. 9-te wydanie z 1.01. 1978. 14ście zmian od 1.01.1980 do 1.01.1997.
Karta UIC 510-5: Dopuszczenie kół monoblokowych –zastosowany dokument dla EN
139791.2-gie wydanie z maja 2007 roku.
[22]
[23]
[24]
[25]
[26]
[27]
Karta UIC 515-3: Pojazdy kolejowe. Wózki-układy
biegowe. Metoda obliczeń osi zestawów kołowych.
1-sze wydanie z 1.07.1994
Karta UIC 811-1: Warunki techniczne na dostawę
osi zestawów kołowych dla nowobudowanych
pojazdów trakcyjnych i wagonów. 4-te wydanie z
1.01.1987 (karta unieważniona 2005 rok)
Karta UIC 813: Warunki techniczne na dostawę
zestawów kołowych dla taboru trakcyjnego i
wagonów. 2-gie wydanie z grudnia 2003.
Karta UIC 960: Kwalifikacja i certyfikacja
personelu odpowiedzialnego za prowadzenie
badań nieniszczących elementów zespołów
pojazdów szynowych w procesie ich utrzymania.2gie wydanie z grudnia 2001.
Raport ORE/ERRI B12/Rp.14/D: Frage B12.
Vereinheitlichung der Güterwagen. StandardDrehgestell. Bericht Nr.14. Utrecht, listopad 1967.
Raport ORE/ERRI B136/Rp.11/D: Zestawy kołowe
z nasadzanymi łożyskami tocznymi. Konstrukcja,
utrzymanie i standaryzacja. Obliczenie osi
zestawów kołowych dla wagonów towarowych i
osobowych. Utrecht, kwiecień 1979.
dr inż. Maciej Szkoda
Ocena efektywności modernizacji lokomotywy spalinowej
serii SM42 w oparciu o analizę lcc
W artykule przedstawiono ocenę efektywności modernizacji lokomotywy
spalinowej serii SM42 w wariancie 6Dg. Ocenę efektywności w porównaniu
do niezmodernizowanej lokomotywy dokonano w oparciu o analizę kosztu
cyklu trwałości (analizę LCC).
1. Wstęp
Wśród przedsięwzięć zmierzających do podwyższenia efektywności transportu kolejowego istotną
rolę spełniają działania w zakresie obniżenia kosztów
eksploatacji i utrzymania pojazdów trakcyjnych. Drogą do osiągnięcia tego celu jest modernizacja lokomotyw spalinowych, dodatkowo uwzględniająca uwarunkowania w zakresie emisji spalin i hałasu. Podstawowe założenia modernizacji lokomotyw to [1, 2]:
– poprawa efektywności eksploatacji poprzez
zmniejszenie zużycia paliwa i materiałów eksploatacyjnych;
– zwiększenie przebiegów międzynaprawczych;
– dostosowanie
parametrów
technicznoeksploatacyjnych do wymagań przepisów międzynarodowych;
– poprawa wskaźników oddziaływania na środowisko naturalne;
– poprawa warunków pracy maszynisty lokomotywy;
– wprowadzenie nowoczesnych systemów sterowania.
W ostatnich latach ze strony przewoźników kolejowych obserwuje się duże zainteresowanie modernizacją lokomotyw spalinowych. Zostały wykonane lub
są w trakcie wykonywania modernizacje lokomotyw
liniowych serii: ST44, SU45, SU46, SP32 oraz lokomotyw manewrowych: SM48 i SM42.
Przedmiotem niniejszego artykułu jest ocena efektywności modernizacji manewrowej lokomotywy
spalinowej serii SM42. Ocena ta została przeprowadzona w ramach prac badawczych wykonanych w
Instytucie Pojazdów Szynowych Politechniki Krakowskiej w latach 2007 i 2010 [3, 4]. Do wykonania
oceny efektywności zastosowano analizę kosztu cyklu
trwałości (Life Cycle Cost Analysis) oraz analizę
korzyści-kosztów (Cost-Benefit Analysis). Szczegółowy opis zastosowanych metod analitycznych zawarty jest m.in. w pracach [5, 6, 7, 8]. Ze względu na
ograniczenia dotyczące objętości artykułu, przedstawiono w nim wybrane aspekty dotyczące oceny efektywności modernizacji lokomotywy SM42 uzyskane
wyłącznie w ramach analizy kosztu cyklu trwałości.
2. Warianty podlegające ocenie efektywności
W ocenie efektywności modernizacji lokomotywy
SM42 przyjęto dwa warianty:
1. SM42 a8C22: niezmodernizowana lokomotywa
spalinowa serii SM42 z silnikiem HCP a8C22,
2. SM42 CAT C27: zmodernizowana lokomotywa
SM42 w wersji 6Dg z silnikiem Caterpillar C27.
2.1. Zmodernizowana lokomotywa SM42 w wersji
6Dg
W 2007 roku Spółka Akcyjna NEWAG wykonała
dla potrzeb przedsiębiorstwa ISD Huta Częstochowa
Sp. z o. o., prototypową modernizację lokomotywy
spalinowej serii SM42. Lokomotywa po modernizacji
została oznaczona symbolem 6Dg. W 2009 roku podczas TRAKO 2009 została zaprezentowana lokomotywa SM42-1501 zmodernizowana dla PKP Cargo
S.A., która oznaczona została symbolem 6Dga (rys.
1).
a)
b)
Rys. 1. Zmodernizowana lokomotywa SM42 a) w wersji 6Dg dla
ISD Huta Częstochowa, b) w wersji 6Dga dla PKP Cargo (Foto.:
Maciej Górowski)
35
Dotychczasowy silnik został zastąpiony nowym
12-cylindrowym wysokoprężnym silnikiem spalinowym firmy CATERPILLAR model C27 o mocy 652
kW (875 KM). Na lokomotywie zabudowano zespół
prądnic synchronicznych, składający się z prądnicy
głównej i prądnicy pomocniczej. W obwodach pomocniczych zainstalowano falowniki do regulacji
silników elektrycznych AC napędów urządzeń pomocniczych lokomotywy. Zmodernizowana lokomotywa posiada przekładnię elektryczną AC-DC (prąd
przemienny-prąd stały) [3, 4].
Układy wspomagające pracę silnika, tj. układ
chłodzenia, układ zasilania, układ wydechowy, mikroprocesorowy układ sterowania oraz rozwiązania
konstrukcyjne połączenia silnika z prądnicą oraz zabudowy zespołu prądotwórczego na ramie lokomotywy zostały w całości zaprojektowane i wykonane po
raz pierwszy w wersji z silnikiem C27. Nowoczesna
bryła lokomotywy odpowiada współczesnym wymaganiom ergonomii i bezpieczeństwa. Kabina maszynisty została poddana kompleksowej modernizacji wraz
ze zwiększeniem jej powierzchni użytkowej. W kabinie zabudowane zostały dwa ergonomiczne pulpity
sterownicze z fotelami maszynisty. Na pulpicie zamontowano monitor, na którym wyświetlane są parametry pracy lokomotywy, co umożliwia ich stałe monitorowanie. Nowa kabina spełnia warunki ergonomii
i wysokiego komfortu pracy [3, 4].
W wyniku dokonanej modernizacji powstała
pierwsza zarówno na rynku polskim, jak
i europejskim lokomotywa z silnikiem spalinowym
nowej generacji, spełniającym normy emisji spalin,
które obowiązują od stycznia 2009 r. Wybrane parametry techniczne lokomotywy zostały zestawione w
tabeli 1.
Parametry techniczne lokomotywy spalinowej typu 6Dg (6Dga)
Tabela 1
Lp.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
Parametr
Układ osi
Szerokość toru
Rodzaj przekładni
Długość ze zderzakami
Szerokość
Odległość od główki szyny
Masa służbowa lokomotywy
Pojemność zbiornika paliwa
Moc znamionowa
Prędkość obrotowa
Ilość i układ cylindrów
Zużycie paliwa na biegu jałowym
Jednostkowe zużycie paliwa
Pojemność silnika spalinowego
Siła pociągowa przy rozruchu
Prędkość maksymalna
Wartość
Bo-Bo
1435 mm
Elektryczna AC/DC
14240 mm
3170 mm
4323 mm
70 000 kg
2350 l
652 kW (875 KM)
1800 obr./min
V 12
4,5 l/h
200 g/kWh
27 l
219 kN
85 km/h
Obecnie w czynnej eksploatacji znajduje się siedem zmodernizowanych lokomotyw SM42 w wersji
6Dg (6Dga): 3 szt. w przedsiębiorstwie ISD Huta
Częstochowa Sp. z o.o. oraz 4 szt. w PKP Cargo S.A.,
w Górnośląskim Zakładzie Spółki w Rybniku.
36
3. Analiza kosztu cyklu trwałości
Do oceny efektywności modernizacji lokomotywy
SM42 zastosowano analizę kosztu cyklu trwałości
(analizę LCC). Analiza została przeprowadzona zgodnie z zaleceniami międzynarodowej normy: PN-EN
60300-3-3:2006 Zarządzanie niezawodnością. Przewodnik zastosowań – Szacowanie Kosztu Cyklu Życia.
Jako miarę efektywności przyjęto koszt cyklu trwałości (LCC) obliczony w 25-letnim okresie eksploatacji
lokomotywy. Przyjęto założenie, że analiza ma charakter porównawczy, polegający na porównaniu efektów ekonomicznych uzyskiwanych przy eksploatacji
lokomotywy SM42 przed modernizacją do efektów
uzyskiwanych po jej modernizacji.
3.1. Założenia wstępne
Na podstawie danych eksploatacyjnych niezmodernizowanych lokomotyw SM42 zebranych w latach
2007-2009 u jednego z czołowych przewoźników
kolejowych, określono harmonogram obciążenia silnika spalinowego oraz określono następujące wskaźniki będące podstawą do wykonania oceny efektywności modernizacji:
– średni czas pracy silnika spalinowego: 5.000
[mth/rok],
– średni przebieg lokomotywy: 42.000 [km/rok],
– średnie zużycie paliwa: 72.696,0 [kg/rok],
– średnie zużycie oleju silnikowego: 447,6 [kg/rok]
lub 0,62% zużycia paliwa.
Ponadto dysponowano danymi z eksploatacji nadzorowanej lokomotyw zmodernizowanych w wersji
6Dg i 6Dga, co umożliwiło weryfikację zastosowanego modelu kosztu i przeprowadzonej analizy.
3.2. Model kosztu LCC
Dla analizowanych wariantów opracowano wspólny model kosztu, w którym LCC wyrażono następującą formułą:
(1)
LCC = KN + KP
gdzie:
KN – koszty nabycia,
KP – koszty posiadania.
Koszty nabycia (KN) w wariancie bazowym (wariant SM42 a8C22) stanowią koszty naprawy głównej.
Dla zmodernizowanej lokomotywy SM42 (wariant
SM42 CAT C27) koszty nabycia stanowią łączne
wydatki na modernizację, uwzględniające m.in.: koszty dokumentacji, koszty dopuszczenia UTK, koszty
zakupu i dostawy silnika spalinowego, koszty niezbędnych podzespołów i elementów oraz koszty robocizny. Założono, że modernizacja lokomotywy SM42
będzie przeprowadzona w ramach naprawy głównej
pojazdu. Koszty posiadania (KP) to koszty związane z
eksploatacją lokomotywy, czyli utrzymaniem i użytkowaniem.
Jednym z najważniejszych etapów w tworzeniu
modelu LCC jest definicja struktury kosztu, polegająca na dekompozycji kategorii kosztów na najwyższym
poziomie, które wynikają z przyjętej formuły na LCC,
na koszty składowe. Każda kategoria kosztu powinna
zostać podzielona aż do osiągnięcia najniższego poziomu tzw. elementu kosztu. Element kosztu jest to
taka wartość, której nie można wyrazić jako sumę
innych kosztów. Jest on definiowany za pomocą matematycznych formuł zawierających parametry, wartości stałe lub funkcje. Takie podejście ma tę zaletę,
że jest usystematyzowane i uporządkowane, a zatem
dające wysoki poziom ufności, że wszystkie elementy
kosztu mające duże znaczenie w LCC zostały
uwzględnione. Koncepcję definiowania elementów
kosztu w modelu LCC można znaleźć np.: w jednym z
programów Ministerstwa Obrony USA Integrated
Logistics Support (Dyrektywa DOD 4100.35 z 1968
r.) oraz w normie PN-EN 60300-3-3 z 2006 roku.
Strukturę kosztów, która została przyjęta w modelu
LCC przedsta-wiono na rysunku 2.
Koszty
nabycia
KN
LCC
Elementy
kosztu KIi
Koszty
utrzymania
Koszty
posiadania
Koszty utrzymania
KUB
bieżącego
Elementy
kosztu KUBi
Koszty utrzymania
KUP
profilaktycznego
Elementy
kosztu KUPi
KUT
KBG
Elementy
kosztu KBGi
Koszty zużycia
KZP
oleju napędowego
Elementy
kosztu KZPi
Koszty zużycia
oleju silnikowego
KZO
Elementy
kosztu KZOi
Koszty opłat
środowiskowych
KOS
Elementy
kosztu KOSi
Koszty braku
gotowości
KP
Koszty
KUZ
użytkowania
Rys. 2. Struktura kosztów dla analizowanych wariantów modernizacji
W zastosowanym modelu LCC zdefiniowano 10
elementów kosztów wykorzystując 26 parametrów i
funkcji. Kalkulację LCC oparto na niezdyskontowanych wartościach kosztów, a ich wycenę oparto o
ceny stałe (netto) z poziomu 2009 roku. Jednym
z elementów kosztu w zastosowanym modelu były
koszty utrzymania bieżącego (KUB) związane
z naprawami bieżącymi lokomotywy. KUB uwzględniają zarówno koszty robocizny jak również koszty
materiałów i części zamiennych. Do wyznaczenia
KUB wykorzystano funkcję odnowy H(t) wyznaczoną
w ramach analizy niezawodnościowej. Koszty utrzymania bieżącego lokomotywy w analizowanych wariantach wyrażono następującą formułą:
CPH – koszt roboczogodziny przy naprawie
bieżącej,
ACM – średni koszt zużycia materiałów w
naprawie bieżącej.
Koszty utrzymania profilaktycznego (KUP) stanowią wydatki na naprawy i przeglądy okresowe wynikające z cyklu utrzymania lokomotywy.
Koszty braku gotowości (KBG) to suma kosztów
będących konsekwencją znajdowania się lokomotywy
w stanie uniemożliwiającym wykonanie przewidzianych do realizacji zadań. Do kosztów braku gotowości
zalicza się np.: koszty kar umownych, koszty gwarancji, koszty utraconych możliwości i inne. W definicji
KBG wykorzystywany jest wskaźnik gotowości technicznej wyznaczony w ramach analizy niezawodnościowej.
Koszty zużycia oleju napędowego (KZP) i oleju
silnikowego (KZO) obliczono na podstawie:
– charakterystyk uniwersalnych silników HCP a8C22
i CAT C27,
– danych eksploatacyjnych zgromadzonych przez
PKP Cargo S.A. dotyczących niezmodernizowanej
i zmodernizowanej lokomotywy SM42,
– danych eksploatacyjnych zgromadzonych przez
ISD Huta Częstochowa Sp. z o. o. dotyczących
zmodernizowanej lokomotywy SM42.
Koszty opłat środowiskowych (KOS) związane są
z opłatami ustalonymi przez Ministerstwo Środowiska
za emisję szkodliwych składników zawartych w spalinach. Wysokość kosztów opłat środowiskowych zależy od wskaźników publikowanych przez Ministerstwo
i zużycia paliwa przez lokomotywę.
3.3. Analiza modelu kosztu
Analiza modelu kosztu wykazała, że proponowany
wariant modernizacji lokomotywy SM42 w wersji
6Dg (6Dga) jest w pełni uzasadniony ekonomicznie. Z
obliczeń przeprowadzonych przy zastosowaniu oprogramowania CATLOC wynika, że modernizacja lokomotywy zapewnia bardzo wysokie oszczędności w
kosztach całkowitych – około 6,0 mln zł, tj. 37,2%
mniej w porównaniu do lokomotywy niezmodernizowanej.
Porównanie kosztów całkowitych (LCC) dla analizowanych wariantów w 25-letnim okresie eksploatacji
przedstawiono na rysunku 3.
100%
80%
60%
KUB = [H (ti ) − H (ti −1 )]⋅ [(MMH ⋅ CPH ) + ACM ] [zl/rok] (2)
gdzie:
H(ti) – wartość funkcji odnowy w i-tym roku
eksploatacji,
MMH – średnia pracochłonność naprawy bieżącej,
100,0%
LCC
40%
62,8%
20%
0%
SM42 CAT C27
SM42 a8C22
Rys. 3. Porównanie LCC dla analizowanych wariantów
modernizacji
37
Dla niezmodernizowanej lokomotywy SM42 kosztami dominującymi są koszty zużycia paliwa (KZP) –
34,8% oraz koszty utrzymania profilaktycznego
37,5%. Koszty napraw bieżących oraz braku gotowości stanowią 16,8% kosztów całkowitych (rys. 4).
100%
2,4%
80%
30,6%
12,5%
10,3%
KZO
26,6%
37,5%
KUB
KN
40%
KUP
20%
38,7%
34,8%
SM42 CAT C27
SM42 a8C22
KZP
0%
Rys. 4. Koszty dominujące w LCC analizowanych wariantów
modernizacji lokomotywy SM42.
KZP – koszty zużycia paliwa, KUP – koszty utrzymania
profilaktycznego, KN – koszty nabycia, KUB – koszty utrzymania
bieżącego, KBG – koszty braku gotowości, KOS – koszty opłat
środowiskowych, KZO – koszty zużycia oleju silnikowego
Dla zmodernizowanej lokomotywy SM42 w wersji
6Dg koszty nabycia (KN) związane z nakładami poniesionymi na modernizację stanowią 30,6% kosztów
całkowitych. Największe oszczędności w ujęciu wartościowym w stosunku do lokomotywy niezmodernizowanej dotyczą kosztów zużycia oleju napędowego –
oszczędności rzędu 30,2% i oleju silnikowego około
57,8%. Biorąc pod uwagę aktualną tendencję wzrostu
cen paliw, w planowaniu długookresowym ma to
ogromne znaczenie. Największy udział w LCC mają
koszty zużycia paliwa (KZP) – 38,7%. Znaczące obniżenie kosztów generowanych w cyklu trwałości
lokomotywy zmodernizowanej, otrzymano dzięki
zwiększeniu niezawodności, gotowości i dostępności
części zamiennych. Przekłada się to na redukcję nakładów na utrzymanie bieżące oraz niższe koszty obsług profilaktycznych pojazdu (przeglądy, naprawy
okresowe). Koszty utrzymania profilaktycznego
(KUP) lokomotywy zmodernizowanej stanowią około
26,6% kosztów ogółem, a utrzymania bieżącego
(KUB) niewiele ponad 2,4%.
Na rysunku 5 przedstawiono rozkład kosztów posiadania dla zmodernizowanej lokomotywy SM42 w
25-letnim okresie eksploatacji, gdzie: KZP – koszty
zużycia paliwa, PU5 – koszty poziomu utrzymania 5,
PU4 – koszty poziomu utrzymania 4, PU3 – koszty
poziomu utrzymania 3, PU2 – koszty poziomu utrzymania 2, PU1 – koszty poziomu utrzymania 1, KUB –
koszty napraw bieżących, KBG – koszty braku gotowości, KOS – koszty opłat środowiskowych, KZO –
koszty zużycia oleju silnikowego.
W przeprowadzonej analizie wykazano, że modernizacja lokomotywy spalinowej serii SM42 w wersji
6Dg zapewnia znacząco istotne oszczędności w kosztach eksploatacji w stosunku do lokomotywy niezmo38
600 000
KZO
500 000
KOS
KBG
400 000
KUB
300 000
PU2
PU5
200 000
PU1
PU3
100 000
PU4
KZP
0
2010 2011 2012 2013 2014 2015 2016 2017 2018 2019 2020 2021 2022 2023 2024 2025 2026 2027 2028 2029 2030 2031 2032 2033 2034
KOS
KBG
60%
Cost (PLN)
700 000
SM42 CAT C27
Rys. 5. Rozkład kosztów posiadania dla zmodernizowanej
lokomotywy SM42 w 25-letnim okresie eksploatacji
dernizowanej. W tabeli 2 zestawiono poziom oszczędności dla wybranych kategorii kosztów uzyskiwany w
ciągu jednego roku eksploatacji lokomotywy zmodernizowanej.
4. Podsumowanie
Celem modernizacji lokomotywy spalinowej serii
SM42 jest przywrócenie, poprawa i dostosowanie do
współczesnych wymagań własności użytkowych.
Główne obszary przebudowy i modernizacji powinny
dotyczyć: zespołu napędowego z silnikiem o ograniczonym poziomie emisji spalin, sterowania mikroprocesorowego zespołem silnik – prądnice, poprawy ergonomii kabiny i stanowiska pracy operatora (maszynisty), ekonomicznego napędu maszyn i urządzeń
pomocniczych oraz poprawy elementów układu hamulcowego.
Baza danych wyjściowych do analizy i oceny efektywności modernizacji została oparta na aktualnych
kosztach utrzymania profilaktycznego i bieżącego
oraz cenach oleju napędowego i silnikowego. Dane
dotyczące poziomu zużycia paliwa zostały wykorzystane w stanie rzeczywistym i uwzględniały zróżnicowany charakter pracy lokomotywy: od lekkiej pracy
manewrowej ze składami pasażerskimi do ciężkiej
pracy na górce rozrządowej ze składami towarowymi.
W przeprowadzonej ocenie efektywności wykazano,
że modernizacja lokomotywy spalinowej serii SM42
w wersji 6Dg (6Dga) zapewnia znacząco istotne
oszczędności w kosztach eksploatacji w stosunku do
pojazdu niezmodernizowanego. W okresie 25 lat
użytkowania pojazdu oszczędności te mogą wynosić
około 6,0 mln zł dla jednej lokomotywy.
Literatura
[1] M a r c i n i a k Z., Dotychczasowe projekty modernizacji lokomotyw spalinowych w Polsce, Technika Transportu Szynowego, 9/2005.
[2] T u ł e c k i A., Modele decyzyjne w odnowie parku
spalinowych pojazdów trakcyjnych, Technika Transportu Szynowego, 9/2005.
[3] Studium techniczno-ekonomiczne odnowy parku pojazdów trakcyjnych eksploatowanych przez PKP Cargo
S.A. Etap IV Modernizacja manewrowej lokomotywy
spalinowej serii SM42, Projekt badawczy, Politechnika
Krakowska, Instytut Pojazdów Szynowych, Kraków,
2007.
Poziom oszczędności w ujęciu rocznym dla zmodernizowanej lokomotywy SM42 w wersji 6Dg w stosunku do
lokomotywy niezmodernizowanej [4]
Tabela 2
Kategoria
kosztu
Koszty
utrzymania
profilaktycznego
KUP
Koszty
utrzymania
bieżącego
KUB
Koszty
zużycia
oleju napędowego
KZP
144.786,7 zł 68.208,7 zł 65.424,0 zł
Poziom
oszczędności
53,6%
87,7%
30,2%
[4]
[5]
Ocena efektywności modernizacji lokomotywy serii
SM42 w oparciu o bieżące dane eksploatacyjne,
Projekt badawczy, Politechnika Krakowska, Instytut
Pojazdów Szynowych, Kraków 2010.
S z k o d a M., Metoda oceny kosztu cyklu trwałości
(LCC) pojazdu szynowego. Konferencja SITK:
Wymagania w zakresie ochrony środowiska dla
taboru kolejowego. Kierunki modernizacji i rozwoju
konstrukcji, Cedzyna 2006.
[6]
[7]
[8]
Koszty
zużycia
oleju silnikowego
KZO
Koszty
Koszty
braku
opłat
gotowości środowisk.
KBG
KOS
981,2 zł
22.869,4
zł
494,2 zł
57,8%
83,8%
30,2%
S z k o d a M., Analiza kosztu cyklu trwałości LCC w
ocenie pojazdów szynowych. Seminarium SITK:
Rynek lokomotyw – rozwiązania techniczne. Aspekty
prawne i ekonomiczne modernizacji lokomotyw,
Dobieszków 2006.
T u ł e c k i A., S z k o d a M., Koszt cyklu trwałości
LCC jako model decyzyjny modernizacji pojazdów
szynowych, XVII Konferencja Naukowa POJAZDY
SZYNOWE. Kazimierz Dolny, 2006 .
H a w r a n e k P.M., B e h r e n s W., Poradnik
przygotowania przemysłowych studiów feasibility,
UNIDO, Warszawa 1993.
39
dr inż. Marek Babeł,
mgr Maciej Górowski
Konstrukcja zmodernizowanej spalinowej lokomotywy
pasażerskiej serii SP32 (312D)
W artykule zaprezentowano opis konstrukcji i parametry zmodernizowanej
lokomotywy spalinowej pasażerskiej serii SP32 (312D), której projekt
modernizacji opracowany został w Instytucie Pojazdów Szynowych Politechniki
Krakowskiej, a prototyp wykonuje InterLok S.A Piła. Opisano zakres
modernizacji w odniesieniu do układów mechanicznych, pneumatycznych i
elektrycznych. Zaprezentowano nowe rozwiązania z zakresu ergonomii zastosowane w kabinie maszynisty
1. Wstęp
Lokomotywy spalinowe serii SP32 o mocy 960
kW (1300 KM) zostały zakupione przez PKP w Rumunii w drugiej połowie lat osiemdziesiątych z przeznaczeniem do prowadzenia pociągów pasażerskich o
masie około 250 Mg z prędkościami do 100 km/h.
Ogółem dostarczonych zostało 150 lokomotyw, z
których ze względu na duże koszty eksploatacyjne,
awaryjność oraz zastosowane przestarzałe, z technicznego punktu widzenia, rozwiązania w ruchu pasażerskim wykorzystywanych było z każdym rokiem coraz
mniej tych lokomotyw. Część lokomotyw SP32 z ww.
parku została spisana z inwentarza i pocięta na złom, a
obecnie w eksploatacji znajduje się około 20 sztuk.
Na początku lat 90. podjęto pierwszą modernizację
(remotoryzację) tych lokomotyw polegającą na zastąpieniu silnika spalinowego typu M820SR silnikiem
typu 12V396TC12 firmy Faur oraz wdrożeniu mikroprocesorowego regulatora obrotów i mocy firmy Woodward. Zmiany te wprowadzone tylko na sześciu
lokomotywach poprawiły nieznacznie właściwości
trakcyjne i niezawodność lokomotywy.
Na przełomie lat 1999/2000 w oparciu o rozwiązania IPS Tabor [1] przystąpiono do kolejnej modernizacji tych lokomotyw, w trakcie której zabudowano
silnik spalinowy typu 12V396TC14 firmy MTU wraz
z nowym układem sprzęgieł agregatu prądotwórczego,
wykonano nowy układ sterowania zespołami i całą
lokomotywą z centralnym sterownikiem mikroprocesorowym lokomotywy. Modernizacji poddano układ
hamulca elektropneumatycznego i elektrodynamicznego oraz wyposażenie kabiny maszynisty. Zmiany te
wprowadzono na 10 szt. tych lokomotyw. W wyniku
przeprowadzonej modernizacji uzyskano poprawę
wskaźników eksploatacyjnych, w tym niezawodności
lokomotywy w porównaniu z lokomotywami przed
modernizacją.
W 2008 r. w IPSz Politechniki Krakowskiej przeprowadzono analizę techniczno-ekonomiczną zmian
40
zakresu modernizacji lokomotyw SP32 uwzględniającego, między innymi, nowe wymagania techniczne
stawiane przez przewoźników. W trakcie tej analizy
dokonano również oceny wdrożonych w poprzedniej
modernizacji rozwiązań technicznych w oparciu o
dane otrzymane od użytkowników tych lokomotyw.
Pozwoliło to na opracowanie i zaproponowanie właścicielowi tych lokomotyw nowego zakresu ich modernizacji, który przedstawiono poniżej. Lokomotywa
SP32 po modernizacji otrzymała oznaczenie 312D.
2. Dane ogólne i parametry lokomotywy SP32 po
modernizacji
Ogólny widok lokomotywy SP32 przedstawiono
na rys. 1, a jej główne parametry techniczne zestawiono w tabeli 1. Na rys. 2 przedstawiono rozmieszczenie
głównych zespołów na zmodernizowanej lokomotywie SP32, a na rys. 3 charakterystyki trakcyjne przed i
po modernizacji.
Ogólny widok bryły lokomotywy w wyniku przeprowadzonej modernizacji nie uległ zasadniczej zmianie. Największe zmiany wprowadzono do konstrukcji
kabiny maszynisty. W związku z zabudową nowego
silnika spalinowego zmianie uległa konstrukcja tłumika wylotu spalin, a z dwóch wentylatorów układu
chłodzenia silnika pozostał po modernizacji jeden.
Zmianom konstrukcyjnym poddano również wybrane
drzwi przedziałów maszynowych. Na dachu kabiny
maszynisty zabudowano kompaktowy klimatyzator.
Bardziej szczegółowy opis wdrożonych zmian na
lokomotywie zaprezentowano w dalszej części artykułu.
W trakcie modernizacji nie wystąpiła konieczność
dobalastowania lokomotywy. Wózki lokomotywy
wraz z silnikami trakcyjnymi oraz pozostałe elektryczne maszyny trakcyjne modernizacji nie podlegały. Zespoły te poddane zostały naprawie głównej
Podstawowe parametry techniczne lokomotywy SP32 po
modernizacji
Tabela 1
Rys. 1. Widok lokomotywy SP32 po modernizacji
zgodnie z obowiązującym zakresem i WT tej naprawy.
3. Opis zmodernizowanych zespołów i układów
lokomotywy
3.1. Zespół prądotwórczy
Agregat prądotwórczy na lokomotywie SP32 składa się z wysokoobrotowego silnika spalinowego serii
3512B, zespołu prądnicy głównej GST-1-2, sprzęgła
głównego, prądnicy grzewczej GSTI, elastycznego
wału sprzęgłowego oraz układów sterujących silnika.
Przy wyborze typu (producenta) silnika spalinowego do modernizowanej lokomotywy SP32 brano pod
uwagę następujące czynniki:
– przedział mocy nominalnej/przy obrotach – 1100
kW/1500 obr/min;
– wymiary gabarytowe i masę, pozwalające na zabudowę silnika na ostoi w istniejącym przedziale maszynowym lokomotywy;
– zastosowanie nowoczesnych rozwiązań w konstrukcji zespołów/podzespołów silnika spalinowego;
– spełnienie wymagań Dyrektywy Komisji Europejskiej 2004/26/EC dot. wartości granicznych emisji
zanieczyszczeń w spalinach;
Szerokość toru
Układ osi
Skrajnia lokomotywy
Moc silnika spalinowego
Moc na cele trakcyjne
Moc na cele grzewcze
Znamionowe napięcie zasilania ogrzewania wagonów
Rodzaj przekładni
Napięcie zasilania układów:
– urządzeń pomocniczych
– sterujących
Nominalny nacisk zestawu na
tor
Siła pociągowa przy rozruchu
Masa lokomotywy
Prędkość:
– maksymalna
– ciągła
Najmniejszy promień łuku
System hamulca
Elektrodynamiczny
Postojowy
Sterowanie lokomotywą
1435 mm
Bo – Bo
wg UIC 505-1
1082 kW (1470 KM)
? 890 kW
? 250 kW
3 kV DC
AC – DC
3×400V AC
24V DC
183 kN
> 210 kN
74,5 Mg
100 km/h
23 km/h
160 m
SAB – Wabco/tablica
pneumatyczna
oporowy
sprężynowy
trakcja wielokrotna/2
lokomotywy
– cenę i warunki zakupu wraz z kosztami utrzymania
w eksploatacji, resurs naprawczy,
– doświadczenie producenta w zakresie stosowania
silników na lokomotywach spalinowych;
– obecność na polskim rynku sieci obsługi
serwisowej oraz dostępu do części zamiennych.
W wyniku przeprowadzonej przedmiotowej
analizy wśród znanych na rynku producentów
silników spalinowych, wybrano do zastosowania na
modernizowanej lokomotywie SP32 silnik spalinowy
Caterpillar serii 3512B. Podstawowe dane techniczne
silnika przedstawiono w tabeli 2.
Rys. 2. Rozmieszczenie głównych
zespołów
na
zmodernizowanej
lokomotywie SP32: 1 – silnik
spalinowy CAT 3512B, 2 – prądnica
główna GST-1-2, 3 – prądnica
grzewcza GSTI, 4 – kabina
maszynisty, 5 – wał elastyczny
sprzęgłowy, 6 – tłumik wylotu spalin,
7 – agregat chłodniczy, 8 – sprężarka
powietrza, 9 – wentylatory silników
trakcyjnych, 10 – szafy elektryczne
NN, WN, 11 – zespół przetwornicfalowników, 12 – podgrzewacz
Webasto, 13 – klimatyzator
41
Podstawowe dane techniczne silnika spalinowego CAT 3512B
Tabela 2
Nazwa parametru silnika
3512
Moc nominalna
Obroty nominalne/biegu
jałowego
Średnica cylindra/skok
tłoka
Pojemność skokowa
silnika
Pojemność układu
chłodzenia
Pojemność układu
olejowego
Zużycie paliwa:
– bieg jałowy
– jednostkowe przy mocy
nominalnej
Zużycie oleju silnikowego
Wtrysk paliwa
Masa suchego silnika
Wymiary: L/B/H
Jednostka
Wartość
kW (KM)
obr/min
1082 (1470 )
1500/600
mm
170/190
dm3
51,8
dm3
157
dm3
310
3.2. Układy pomocnicze silnika spalinowego
l/h
g/kW⋅h
10,0
204
g/kW⋅h
–
kg
0,12
pompowtryskiwacze
6200
mm
2675×1560×1720
Rys. 3. Charakterystyki trakcyjne lokomotywy SP32 przed i po
modernizacji
Silnik spalinowy wraz z zespołem prądnicy głównej posadowiony jest na zmodernizowanej dotychczasowej ramie podsilnikowej. Silnik napędza poprzez
sprzęgło elastyczne firmy Centa dotychczasowy zespół prądnic synchronicznych GST-1-2. Z drugiej
42
strony silnika za pośrednictwem elastycznego wału
sprzęgłowego napędzana jest dotychczasowa prądnica
grzewcza GSTI.
Silnik 3512B dostarczany jest z własnym rozrusznikiem (2 szt.) oraz alternatorem na napięcie 24 V DC.
Na silniku zabudowana jest własna pompa paliwowa o
wydajności zapewniającej pobór paliwa bezpośrednio
ze zbiornika pod ostoją. Wyeliminowana jest więc
konieczność stosowania dodatkowej pompy paliwowej. Silnik spalinowy 3512B wyposażony jest w elektroniczny regulator obrotów i mocy ECM, który na
lokomotywie współpracuje (komunikuje się) ze sterownikiem mikroprocesorowym układu sterowania
lokomotywą.
W układzie zasilania silnika powietrzem zastosowano dwa boczne filtry powietrza zabudowane na
silniku. Powietrze do zasilania silnika jest pobierane z
otoczenia poprzez żaluzje wlotowe w drzwiach bocznych przedziałów maszynowych. Silnik wyposażony
jest we własną chłodnicę powietrza doładowania typu
„woda-powietrze”.
Tłumik wylotu spalin o zmienionej konstrukcji zabudowano na dachu lokomotywy w dotychczasowym
jego miejscu. Kolektor wydechowy wykonany jest w
postaci odcinka pionowego kompensatora łączącego
wylot spalin z turbosprężarek z wlotem tłumika spalin.
W układzie wentylacji skrzyni korbowej zabudowano specjalny filtr-separator do filtracji mieszaniny
olejowo-gazowej (odmy).
Układ chłodzenia silnika spalinowego wykonany
jest jako jednoobiegowy. Zabudowany na silniku termostat automatycznie steruje przepływem płynu chłodzącego pomiędzy obiegiem wewnętrznym silnika i
zewnętrznym układem chłodnic. Dotychczasowy
agregat chłodniczy został gruntownie zmodernizowany wraz ze zmianą sposobu napędu wentylatora. Dotychczasowe dwa wentylatory wraz z napędami zdemontowano, blok wentylatora Ø1100 mm został odcięty. W miejsce wentylatora Ø1200 mm zabudowano
nowy moduł – wentylator wraz z napędem od silnika
asynchronicznego. Zastosowano dwie nowe chłodnice
aluminiowe typu panelowego. Wentylator posiada 4
stopnie obrotów w zależności od temperatury płynu
chłodzącego. Załączeniem/wyłączeniem wentylatora
steruje sterownik INTELO. Zmodyfikowano również
zbiornik wyrównawczy z zastosowaniem zaworu odcinającego firmy BEHR. W układzie wstępnego podgrzewania płynu chłodzącego i oleju silnika przed
jego rozruchem zastosowano podgrzewacz Webasto.
3.3. Układ sterowania zespołami i całą lokomotywą
W trakcie modernizacji lokomotywy SP32 ujednolicono napięcia:
– w obwodach sterowania, sygnalizacji i kontroli do
wielkości 24 V DC.
– w obwodach napędów urządzeń pomocniczych do
wielkości 3×400 VAC.
Układ sterowania realizowany jest na zmodernizowanej lokomotywie za pośrednictwem sterownika
mikroprocesorowego INTELO. Schemat blokowy
układu sterowania lokomotywą przedstawiono na rys.
4. Funkcje realizowane przez sterownik, algorytmy
sterowania i graniczne wartości parametrów pracy
mogą być modyfikowane przez zmiany w oprogramowaniu sterownika. Sterownik realizuje następujące
główne funkcje:
– współpracuje z elektronicznym regulatorem ECM
silnika spalinowego 3512B,
– reguluje wzbudzenie prądnicy głównej – steruje
układem rozrządu lokomotywy,
– współpracuje z tablicą pneumatyczną,
– steruje pracą sprężarki, wentylatora układu chłodzenia silnika spalinowego,
– zapewnia współpracę hamulca elektrodynamicznego z hamulcem zespolonym,
– steruje układem bocznikowania silników trakcyjnych,
– automatycznie kontroluje i steruje likwidacją poślizgu kół,
– współpracuje z regulatorem napięcia prądnicy
grzewczej,
– zabezpiecza układy lokomotywy, w tym silnika
spalinowego.
Rys. 4. Schemat blokowy układu sterowania silnikiem spalinowym i napędem zmodernizowanej lokomotywy SP32: S1, S2, S3,
S4 – silniki trakcyjne; CAT 3512 – silnik spalinowy z regulatorem
ECM; PRGST – prostownik gł. sterowany; F1–F4 – Przetwornice/falowniki; HED – hamulec elektrodynamiczny; Pg – prądnica
grzewcza; PG – prądnica główna; RPg – regulator Pg; W1 – przekształtnik/wzbudnica PG; PRPg – prostownik Pg; PP – prądnica
pomocnicza; INTELO – sterownik lokomotywy; W2 – regulator
wzbudzenia PP; BAT – bateria akumulatorów 24 V; TP – tablica
pneumatyczna; ZM – pulpitowy zadajnik mocy; ALT/R – alternator/rozrusznik silnika 3512B
Lokomotywa wyposażona została w diagnostykę
pokładową, którą objęte są sterownik (autodiagnostyka), silnik spalinowy z regulatorem oraz obwód główny lokomotywy, w tym obwód ogrzewania wagonów.
Do diagnostyki wykorzystywane są przetworniki pomiarowe i sygnały, które służą procesom sterowania,
regulacji i zabezpieczania. Sygnały informujące o
powstałych usterkach i uszkodzeniach w układach
diagnozowanych przez regulator silnika spalinowego
są gromadzone w jego pamięci oraz wybrane kierowane do sterownika INTELO i prezentowane na wyświetlaczach pulpitowych.
3.4. Obwód główny, ogrzewania i pomocniczy
W trakcie modernizacji dokonano rekonstrukcji
szaf elektrycznych WN, NN i ogrzewania. W związku
z ujednoliceniem napięcia pokładowego do 24 V DC
następujące aparaty: nawrotnik, styczniki liniowe,
rozruchowe, pomocnicze i ogrzewania zostały dostosowane do tej wielkości napięcia. Dotychczasowe
styczniki rumuńskie zawierające azbest w komorach
gaszeniowych zostały zastąpione stycznikami typu
SPG i SPO.
W obwodzie głównym dotychczasowy prostownik
zastąpiono nowym prostownikiem sterowanym.
Umożliwi to szybkie przejście z pozycji jazdy do hamowania elektrodynamicznego eliminując występowanie zjawisk uderzeń prądowych wywołanych magnetyzmem szczątkowym prądnicy głównej. Pozwoli
to na efektywne wykorzystanie zalet hamowania elektrodynamicznego na lokomotywie.
Regulacją wzbudzenia prądnicy głównej steruje
sterownik INTELO poprzez przekształtnik/wzbudnicę
24 V DC/110 V DC.
Największe zmiany zostały poczynione w obwodach pomocniczych lokomotywy. W wyniku modernizacji wentylatorów silników trakcyjnych, zabudowy
sprężarki śrubowej SK18, wentylatora układu chłodzenia silnika spalinowego oraz klimatyzatora, zastosowano do ich napędu elektryczne silniki asynchroniczne. W związku z tym zainstalowano w obwodzie
pomocniczym przetwornice/falowniki firmy ENIKA
do zasilania silników asynchronicznych ww. urządzeń
pomocniczych. Są to urządzenia o konstrukcji modułowej. Zasilanie przetwornic/falowników odbywa się
bezpośrednio z zacisków prądnicy pomocniczej napięciem 3×110 V AC. Do regulacji wzbudzenia prądnicy pomocniczej zastosowano nowej konstrukcji
regulator wzbudzenia inicjowany do pracy napięciem
24 V DC.
W układzie ogrzewania zastosowano nowy regulator prądnicy grzewczej spełniający następujące główne zadania:
– nastawia wartość napięcia wyjściowego prądnicy
grzewczej, zadanego poprzez sterownik INTELO,
– wyłącza i załącza prądnicę grzewczą sygnałem
sterownika INTELO,
43
– zabezpiecza przed nadmiernym wzrostem i spadkiem napięcia wyjściowego.
Regulator prądnicy grzewczej zasilany jest bezpośrednio z zacisków prądnicy pomocniczej napięciem
3×110 VAC.
Tablicę sterowniczą NN zabudowano w ścianie
czołowej kabiny maszynisty, obok pulpitu od strony
szafy elektrycznej NN z dostępem maszynisty do
przełączników, wskaźników i aparatów elektrycznych
z wnętrza kabiny.
3.5. Układ hamulca pneumatycznego
W zmodernizowanej lokomotywie SP32 zastosowane zostały następujące rodzaje hamulców:
– zespolony hamulec elektropneumatyczny przeznaczony do hamowania zarówno lokomotywy jak i
prowadzonego pociągu,
– hamulec elektrodynamiczny,
– dodatkowy hamulec do hamowania lokomotywy,
– hamulec postojowy sprężynowy,
– hamulec bezpieczeństwa.
Urządzenia wykonawcze hamulca zabudowane na
wózkach pozostały bez zmian. Sterowanie działaniem
układu hamulca odbywa się za pośrednictwem binarnych sygnałów elektrycznych przekazywanych przez
manipulatory hamulca zespolonego i dodatkowego
zabudowanych na pulpitach sterowniczych. Wszystkie
aparaty pneumatyczne i elektropneumatyczne zostały
zabudowane na tablicy pneumatycznej produkcji IPS
Tabor. Na tablicy pneumatycznej zabudowano następujące układy:
– sterowania hamulcem zespolonym pociągu i lokomotywy,
– sterowania hamulcem dodatkowym lokomotywy,
– czuwaka, SHP i radiostopu,
– współpracy hamulca elektrodynamicznego z hamulcem pneumatycznym,
– pneumatyczny piasecznic,
– pneumatyczny rozrządu lokomotywy.
Do zasilania układu pneumatycznego na zmodernizowanej lokomotywie wykorzystano agregat sprężarkowy ze sprężarką śrubową SK18. Silnik asynchroniczny sprężarki zasilany jest z prądnicy pomocniczej
poprzez przetwornicę/falownik napięciem 3×400V
DC. Agregat sprężarkowy zabudowany został na lokomotywie w miejscu dotychczasowej sprężarki.
3. 6. Układ zabezpieczenia przeciwpożarowego.
W lokomotywie zostały zabudowane dwa obwody
sygnalizacji przeciwpożarowej składające się z czujników wykrywania ognia (temperatury) współpracujących z centralką sygnalizacji pożarowej. Czujniki
temperatury zlokalizowane są w kabinie maszynisty i
szafie WN (jeden obwód) oraz w przedziale silnika
spalinowego. Wykrycie ognia sygnalizowane jest na
pulpicie maszynisty – lampka sygnalizacyjna oraz
sygnalizatorem dźwiękowym. W przypadku wykrycia
ognia przez czujniki i informacji centralki, maszynista
44
specjalnym przyciskiem uruchamia system gaszenia.
Z chwilą uruchomienia systemu gaszeniowego z
przycisku zostaje zatrzymany silnik spalinowy. Na
lokomotywie SP32 został zainstalowany system
gaśniczy składający się z układu rurek i dysz oraz
butli gaśniczej wypełnionej środkiem gaśniczym.
Ponadto lokomotywa wyposażona jest w gaśnice
proszkowe umieszczone w kabinie maszynisty,
natomiast wszystkie materiały użyte w budowie
lokomotywy i jej urządzeń, zespołów oraz instalacja
elektryczna spełniają wymagania w zakresie palności,
dymienia i toksyczności gazów.
3.7. Modernizacja kabiny maszynisty
Podczas prac projektowych związanych z modernizacją kabiny maszynisty lokomotywy SP32 przeanalizowano i zinwentaryzowano dotychczasowe rozwiązania fabryczne producenta lokomotyw oraz rozwiązania zastosowane podczas modernizacji w latach 1999–
2003 [1]. W wyniku przeprowadzonych analiz, oraz
uzgodnień z zamawiającym opracowano zakres rozwiązań i wyposażenia kabiny maszynisty.
W zmodernizowanej kabinie zastosowano nowoczesne rozwiązania techniczne oraz wysoki poziom
wzornictwa – designu, co w efekcie przyczynia się do
zapewnienia wysokiego komfortu pracy maszynistów.
Głównymi zmianami dotyczącymi konstrukcji kabiny maszynisty było podniesienie skosów jej dachu
w celu zwiększenia przestrzeni użytkowej oraz zabudowa wszystkich okien i szyb w technologii klejenia
w celu poprawienia szczelności oraz estetyki. Dzięki
podniesieniu dachu maszynista zyskał więcej przestrzeni nad głową w pozycji stojącej. Umożliwiło to
również estetyczne zamocowanie lamp w suficie bezpośrednio nad pulpitami, a w związku z zastosowaniem bogatego wyposażenia socjalnego dało możliwość zabudowy dodatkowych elementów.
Rys. 5. Podstawowe założenia przebudowy dachu kabiny i
stanowisk maszynisty
Zostały wykonane również całkowicie nowe drzwi
do kabiny z powiększoną szybą, zapewniająca lepszą
widoczność oraz kształcie nawiązującym odpowiednio
do bryły lokomotywy.
Na dachu kabiny zainstalowany został kompaktowy klimatyzator. Jego lokalizacja w osi wzdłużnej
kabiny powoduje, że zimne powietrze nie jest kierowane bezpośrednio na głowę siedzącego maszynisty
Rys. 6. Nowe drzwi kabiny maszynisty
lecz w przestrzeń „wolną” co ma bardzo duże znaczenie dla komfortu jego pracy i zdrowia.
Wewnątrz kabiny zastosowano dwa ergonomiczne
pulpity sterownicze zlokalizowane po przekątnej kabiny. Innowacyjnym rozwiązaniem jest zastosowanie
pulpitów budowy „kominowej”. Polega ono na zabudowie modułów pulpitu na wysokość od podłogi do
sufitu. Oprócz strony estetycznej ma to znaczenie
związane z usprawnieniem montażu wyposażenia
kabiny oraz z ułatwieniem jego utrzymania i serwisu.
W kabinie zabudowano nowoczesne fotele maszynisty. Konstrukcja każdego z nich umożliwia składanie oparcia do poziomu siedziska, co dzięki zamontowaniu foteli na prowadnicach do ścian bocznych kabiny, pozwala na ich wsuwanie pod blaty pulpitów.
Rozwiązanie to znacząco poprawia funkcjonalność
kabiny – zwiększona zostaje ilość przestrzeni wolnej,
gdy jeden z foteli jest nieużywany. Natomiast przy
prowadzeniu jazdy z pozycji stojącej maszynista nie
ma ograniczonych ruchów, gdyż fotel może być odsunięty daleko od blatu pulpitu lub schowany pod niego.
Dodatkowo fotele posiadają szereg regulacji wymaganych przez normy, takie jak regulacje: wysokości,
kąta pochylenia oparcia, kąta pochylenia siedziska,
wysuwu. Istnieje także możliwość regulacji odsuwu
fotela od ściany bocznej kabiny oraz wysuwu siedziska w stosunku do oparcia. Taka liczba regulacji w
fotelu oraz regulowany na wysokość podnóżek wpływa bezpośrednio na podniesienie komfortu pracy maszynisty.
W każdym pulpicie zastosowana jest nagrzewnica
powietrza sterowana elektrycznie z rozprowadzeniem
powietrza na wnętrze kabiny oraz z nadmuchem na
nogi. Nagrzewnice posiadają indywidualne sterowanie
z pulpitów.
Na każdym z pulpitów poza ergonomicznie rozmieszczonymi manipulatorami, których liczba została
ograniczona do koniecznego minimum, zastosowano
terminal diagnostyki pokładowej z 10,4 calowym
ekranem, terminal urządzenia radiołączności z mikrofonem wyprowadzonym w rejon optymalnego zasięgu
rąk oraz terminal satelitarnego rozkładu jazdy. Zawór
hamulca bezpieczeństwa zlokalizowany został na
blacie pulpitu.
Rys. 7. Wizualizacja stanowiska maszynisty
Zabudowa „kominowa” powoduje między innymi,
że wszystkie podzespoły dotychczas zawieszane na
ścianach zakryte zostały wyłożeniami pulpitów, a
dostęp do poszczególnych podzespołów zapewniają
klapy inspekcyjne. Wszystkie wiązki kablowe biegnące spod podłogi do pulpitów oraz do urządzeń w suficie poprowadzone są wewnątrz konstrukcji pulpitów.
Dzięki temu nie ma konieczności „wciągania” instalacji przed założeniem wyłożeń wnętrza kabiny, gdyż
większość wiązek można montować już po zabudowaniu konstrukcji pulpitów przez wspomniane wcześniej klapy inspekcyjne.
Rys. 8. Wyposażenie socjalne
Jak było wspomniane w kabinie zastosowano bogate wyposażenie socjalne. Przy jednym pulpicie
część socjalna w zabudowie modułowej zawiera narożną umywalkę, kuchenkę mikrofalową, lodówkę,
wysuwany blat, schowek, szafkę ogólnego zastosowania oraz lustro. Przy drugim pulpicie znajduje się natomiast zamykana szafka ubraniowa, schowek na gaśnice oraz śmietniczka.
Kolor pulpitów w odcieniu ciepłej szarości jest
właściwy dla komfortowego prowadzenia pojazdu –
eliminuje powstawanie odblasków w wyniku czego
45
nie męczy wzroku na skutek olśnień oraz zapewnia
prawidłowy odczyt wskazań urządzeń sygnalizacyjnych. Elementy zabudowy wyposażenia socjalnego
posiadają jaśniejszy odcień szarości w celu zapewnienia wizualnego odróżnienia funkcji socjalnej od sterowniczej oraz rozjaśnienia wnętrza kabiny poza polem patrzenia maszynisty. Wyłożenie ścian i sufitu ma
kolor jasnożółty – kość słoniowa. Dodatkowo wszystkie powierzchnie wyłożeń z żywic poliestrowych
(pulpity, panele, ściany) w całości posiadają matowe
wykończenie.
Całe wnętrze zabudowane jest z elementów kompozytowych – laminatów poliestrowo-szklanych w
wyniku czego wyeliminowane zostało odczucie tzw.
„zimnej blachy”, tak często dokuczającej maszynistom w innych pojazdach.
Oświetlenie kabiny zapewniają dwie oprawy
oświetleniowe w technologii LED.
Zastosowane rozwiązania w kabinie maszynisty
zostały sprawdzone w dotychczasowych lokomotywach zaprojektowanych przez IPSz PK i pozytywnie
zaopiniowane przez użytkowników [2].
Projekt pulpitów i części socjalnej budowy modułowej z rozwiązaniem „kominowym” został zastrzeżony przez Instytut Pojazdów Szynowych Politechniki
Krakowskiej w Urzędzie Patentowym RP i podlega
ochronie prawnej.
Ocenę efektywności modernizacji lokomotywy
spalinowej SP32 (312D) przeprowadzono w oparciu o
analizę LCC (Life Cycle Costs) porównującą efekty
ekonomiczne uzyskiwane przy eksploatacji lokomotywy SP32 przed i po modernizacji. W wyniku analizy
otrzymano następujące główne wskaźniki:
– zmniejszenie zużycia paliwa w granicach 12–20%
w zależności od przyjętych warunków eksploatacji
lokomotywy,
– zmniejszenie o ok. 20% bieżących kosztów utrzymania – wdrożenie nowego cyklu planowych przeglądów i napraw,
– zmniejszenie kosztów LCC w przyjętym okresie
25 lat eksploatacji o ok. 23%,
– obniżka kosztów bieżącego utrzymania o ok. 80%
wynikająca ze zmniejszenia awarii/ usterek – nieplanowych napraw – w podzespołach/układach lokomotywy,
– współczynnik gotowości technicznej na poziomie
ok. 0,98,
– okres zwrotu nakładów poniesionych na modernizację wynosi ok. 6 lat.
Obecnie prototyp modernizowanej lokomotywy
SP32 (312D) wykonywany jest w InterLok S.A. Piła.
4. Zakończenie
[1] M a r c i n i a k Z., Zmodernizowana spalinowa lokomotywa do ruchu pasażerskiego serii SP32 – konstrukcja i badania, Pojazdy Szynowe, 2/2001.
[2] B a b e ł M., T u ł e c k i A., Konstrukcja zmodernizowanej spalinowej lokomotywy manewrowej serii 6Dg,
XVIII Konferencja Naukowa Pojazdy Szynowe, Politechnika Śląska, wrzesień 2008.
Zaprezentowana konstrukcja zmodernizowanej lokomotywy SP32 oraz jej nowe zespoły i układy to
pojazd trakcyjny, który będzie mógł być z powodzeniem eksploatowany przez następne 20 lat. W trakcie
modernizacji zabudowane zostaną na lokomotywie
podzespoły i części sprawdzone już w prawie trzyletnim okresie eksploatacji na zmodernizowanych lokomotywach serii 6Dg [2]. Są to w większości wyroby
przemysłu krajowego lub dostarczane przez polskie
firmy. Do niezbędnego minimum wykorzystano na
modernizowanej lokomotywie oryginalne zespoły i
części produkcji rumuńskiej.
46
Literatura
dr inż. Emil Cegielny
prof. dr hab. inż. Stanisław Pytel
Badanie przyczyny uszkodzenia
zmęczeniowego osi lokomotywy EP 09-021
Artykuł dotyczy badań materiału osi lokomotywy EP09-021 w aspekcie ustalenia
przyczyny jej uszkodzenia zmęczeniowego. Stwierdzono, że materiał pod względem
składu chemicznego, własności mechanicznych, makro i mikrostruktury spełnia
wymagania przedmiotowej normy. Badania fraktograficzne przełomu zmęczeniowego wykazały, że jest on następstwem napoiny wykonanej w strefie promienia
przejściowego pomiędzy czopem spoczynkowym osi a częścią środkową osi.
1. Wstęp
Złożony proces kontroli elementów i całego zestawu kołowego w procesie produkcji ograniczył w sposób radykalny możliwość wprowadzenia do eksploatacji zestawów wadliwych. Stosuje się w tym celu różnorodne metody badań i pomiarów, które pozwalają na
eliminowanie elementów niepełnowartościowych,
wyprodukowanych z materiałów o niewłaściwej jakości lub niezgodnie z obowiązującymi parametrami w
procesie wytwarzania. Praktyka wykazuje jednak, że
pomimo tego mamy do czynienia z losowymi uszkodzeniami takich elementów i układów funkcjonalnych.
Celem opracowania było przeprowadzenie badań
laboratoryjnych materiału osi nr 341 lokomotywy
EP09-021, zgodnie z normą PN-93/K-9146, oraz ustalenie przyczyny jej uszkodzenia zmęczeniowego. Z
uwagi na złożoność problemu badania przeprowadzonow dwóch etapach. W etapie pierwszym przeprowadzono badania składu chemicznego, badania własności
mechanicznych oraz badania makrostruktury i mikrostruktury materiału osi. Celem tych badań było potwierdzenie zgodności własności zastosowanej stali
gatunku P35G z obowiązującym dokumentem normatywnym. Etap drugi badań poświęcono badaniom fraktograficznym, których celem było ustalenie przyczyny
i mechanizmu uszkodzenia osi.
2. Identyfikacja i ocena złomu zmęczeniowego osi
Złomy zmęczeniowe są istotnym źródłem informacji o charakterze poznawczym i użytkowym. Z wyglądu określonych stref i cech złomu widocznych nieuzbrojonym okiem można ocenić w przybliżony sposób rodzaj i rozkład naprężeń jaki istniał w eksploatowanym elemencie lub zespole, kierunek naprężeń,
rodzaj i wielkość przeciążeń [2]. Można też wnioskować o przyczynach zmęczeniowego zniszczenia, które
można rozpatrywać jako:
– eksploatacyjne: warunki pracy, wpływ otoczenia,
działanie ośrodków aktywnych,
– technologiczne: materiał, obróbka cieplna, obróbka
mechaniczna,
konstrukcyjne: kształt i wymiary, wpływ połączenia z innymi elementami.
Obraz powierzchni złomu zmęczeniowego, dla analizowanego przypadku osi zestawu kołowego lokomotywy elektrycznej serii EP09-021 przedstawiono na
rys. 1 i 2.
Złom powstał w strefie promienia przejściowego
pomiędzy czopem spoczynkowym osi (podpiaściem) a
częścią środkową. Jest to typowa lokalizacja dla tego
typu elementów z połączeniem wciskowym. Złom ma
charakter typowy dla zmiennego obciążenia giętnoobrotowego, z wyraźnie usytuowanym ogniskiem i
strefą przyogniskową. Brak jest natomiast widocznych
innych cech powierzchni złomów zmęczeniowych,
takich jak np. uskoki pierwotne i wtórne. Wynika to z
faktu, że elementy po uszkodzeniu przemieszczały się
względem siebie, prowadząc do powstania plastycznego nanoszenia produktów zużycia na powierzchnię
złomu. Z dużym prawdopodobieństwem złom można
zakwalifikować do grupy złomów plastycznokruchych. Dla uzyskania wymaganej wytrzymałości w
połączeniach wciskowych koła jezdnego z osią zestawu kołowego stosuje się wartości wcisków prowadzące do odkształceń o charakterze sprężystoplastycznym.
Stan naprężenia w tej strefie osi był więc czynnikiem
intensyfikującym powstanie złomu o charakterze plastyczno-kruchym. Ocena makroskopowa badanego
złomu prowadzi do wniosku, że jest on następstwem
karbu technologicznego w strefie szczególnie wytężonej elementu. Nie można natomiast podać wniosków
dotyczących dalszych propagacji pęknięcia z uwagi na
naruszenie struktury złomu w procesie eksploatacji.
3. Badania materiałowe osi
–
W ramach badań materiałowych, zgodnie z normą
PN-93/K-91046, wykonano analizę kontrolną składu
chemicznego oraz przeprowadzono badania własności
mechanicznych w oparciu o próbę statyczną rozciągania i próbę udarności oraz badania makrostruktury i
mikrostruktury materiału osi uznając, że otrzymane
47
wyniki mogą być źródłem ważnych informacji wyjaśniających relacje przyczynowo- skutkowe uszkodzenia osi.
Analizę składu chemicznego materiału uszkodzonej
osi wykonano na powierzchni próbki 1 (rys. 7). Miejsce wykonania analizy obrazuje rys. 3. W badaniu
składu chemicznego wykorzystano metodę spektrometryczną. Otrzymane wyniki przedstawiono w tabeli 1.
Ostatnie dwa wiersze w tabeli zawierają informację o
maksymalnym udziale procentowym pierwiastków,
wymienionych w normie PN-91/H-84027/03 i karcie
UIC 811-1, dla materiału osi P35G (A1).
Powierzchnia analizy
składu chemicznego
Rys. 1. Złom zmęczeniowy osi od strony
koła jezdnego
Rys. 2. Złom zmęczeniowy osi od strony
części środkowej
Na podstawie otrzymanych wyników można wnioskować, że oś wykonano z niestopowej stali konstrukcyjnej o średniej zawartości węgla i odtlenionej aluminium. Jakość metalurgiczna stali, oceniona poprzez
zawartość fosforu i siarki, nie budzi zastrzeżeń.
Świadczy o tym bardzo mała zawartość fosforu i siarki
(P, S < 0,01%). Jeśli otrzymane wyniki odnieść do
warunków zawartych w normie PN-91/H-84027/3 i
karcie UIC 811-1 to należy zauważyć, że materiał osi
spełnia wymagania zawarte w wymienionych dokumentach normatywnych.
10 mm
Rys. 3. Makro
zdjęcie próbki
1 z oznaczonym miejscem
analizy składu
chemicznego
1 mm
Za podstawę określenia własności mechanicznych,
zgodnie z normą PN-93/K-91046, przyjęto statyczną
próbę rozciągania oraz próbę udarności. Próbki do
statycznej próby rozciągania o średnicy d0 = 10 mm, w
ilości 3-ech sztuk, pobrano z części środkowej osi wg
schematu zamieszczonego na rys. 4. Dodatkowo wykonano badania na próbkach cylindrycznych o średnicy d0 = 5 mm. Próbę udarności przeprowadzono na
próbkach poprzecznych i wzdłużnych z nacięciem U.
Próbki poprzeczne i wzdłużne pobrano zgodnie ze
schematem zawartym w normie PN-93/K-91046.
Rys. 4. Lokalizacja próbek do badania wytrzymałości na rozciąganie pobranych z części środkowej osi
Wyniki analizy składu chemicznego stali
Tabela 1
Zawartość pierwiastków [% masowe]
Specyfikacja
C
Si
Mn
P
S
Cr
Cu Mo
Ni
0,28 0,23 0,94 0,00 0,00 0,09 0,24 0,00 0.12
Oś uszkodzona
3
8
4
2
6
7
9
1
3
Wymagania wg
max max
max max 0,00 max
max max max
PN-91/H0,03 0,03
0,30 0,30
1
0,30
0,37 0,45 1,10
5
84027/03
5
0,02 0,02
Wymagania wg
0,30 0,30 0,08 0,30
0,40 0,50 1,20
0
0
UIC 811-1 (A1)
48
inne
Al. =
0,034
V=
0,001
–
Statyczną próbę rozciągania
wykonano na
UdarA5
Praca łamania
Rm
hydraulicznej maszynie
Z [%] Próbka
ność
Próbka Re [MPa]
[MPa]
[%]
[J]
wytrzymałościowej typu
[J/cm2]
EU 20 z wykorzystaniem
1p
362
619
29,5
70,3
2P1
49
98
ekstensometrycznych
2p
384
623
29,0
70,2
2P2
48
96
czujników siły (ZEWPN
3p
378
620
27,1
70,7
2P3
47
94
typu CL 14) i przemiesz1
czenia (Epsilon 3542387
610
30,4
69,3
2W1
63
126
P
025M-050-LT) podłączo2
nych do komputera po387
609
29,1
68,7
2W2
67
134
P
przez kartę pozyskiwania
3
danych DAS 800. Bada384
608
30,4
66,4
2W3
62
124
P
nie udarności przeprowaTabela 3 dzono przy użyciu młota
Wartości średnie własności mechanicznych stali na podstawie próby rozciągania
udarnościowego Alpha o
Własności mechaniczne
energii początkowej 300
Wyszczególnienie
Rm [MPa]
Re [MPa]
A5 [%]
Z [%]
J.
Na podstawie przeproPróbka d0 = 5 mm, czop osi
620
375
28,5
70,4
wadzonych prób obliczoPróbka d0 = 10 mm, czop osi
609
386
29,9
68,1
no następujące wielkości:
Wymagania
wg
PNmin. 350
min. 24
min. 45
550÷700
Re – wyraźną granicę
–
**
Wymagania wg UIC 811-1 dla
550÷650
≥ 320
≥ 22
plastyczności [MPa],
**
wskaźnik nie określany na podstawie karty UIC.
– Rm – wytrzymałość na
rozciąganie [MPa],
Wyniki pomiarów udarności
Tabela 4
– A5 – wydłużenie
Próbki poprzeczne P1, P2, P3 Próbki wzdłużne W1, W2, W3
względne próbki [%],
Wyszczególnienie
Praca łamania Udarność KCU Praca łamania Udarność KCU – Z – przewężenie
KU [J]
[J/cm2]
KU [J]
[J/cm2]
względne próbki w
Wartość średnia
48
96
64
128
szyjce w momencie
Odchylenie standarpęknięcia [%],
1,63
–
4,32
dowe
– KCU – udarność
[J/cm2].
Tabela 2
d0 =10 mm
d0 = 5 mm
Wyniki badań własności mechanicznych
Wyniki badania własności mechanicznych, dla
każdej z badanych próbek, zebrano w tabeli 2, zaś
przykładowe wykresy rozciągania przedstawiono na
rys. 5 i 6. Wyniki średnich wartości badanych własności mechanicznych stali zawarto w tabeli 3 i 4. Potwierdzają one, że stal P35G posiada dobre własności
plastyczne i wytrzymałościowe, a różnice uzyskane
dla poszczególnych próbek są nie wielkie, co świadczy
o jednorodności materiału.
700
700
600
500
400
300
200
100
0
0
600
5
10
15
20
25
30
35
Rys. 6. Przykładowy wykres rozciągania próbki o
średnicy φ 10 mm
500
400
300
200
100
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Rys. 5. Przykładowy wykres rozciągania próbki o średnicy φ 5 mm
Porównanie średnich wartości wskaźników określających własności wytrzymałościowe (Rm, Re), ciągliwość (A5, Z) oraz udarność (KCU) z danymi zawartymi w normie PN-91/H-84027/03 oraz w karcie
UIC 811-1 dla materiału A1 pozwala na stwierdzenie, że materiał osi pod względem własności mechanicznych spełnia wymagania zawarte w cytowanych
dokumentach normatywnych.
49
Badania makrostruktury zostały przeprowadzone
na próbce w postaci krążka pobranego z przekroju
poprzecznego części środkowej osi, który wytrawiono
odczynnikiem Baumanna. Odbitkę próbki wykonano
na papierze fotograficznym. Przeprowadzone badania
makrostruktury wykazały, że rozkład siarczków jest
równomierny na całej powierzchni przekroju poprzecznego osi, bez występowania wyraźnych skupień
czy segregacji, co świadczy o poprawnym procesie
metalurgicznym stali zastosowanej do produkcji osi nr
341.
Badania mikrostruktury oraz badania fraktograficzne przełomu zmęczeniowego osi wykonano na próbkach zestawionych wraz z ich numeracją zawiera rys.
7. Do badań mikrostruktury i badań fraktograficznych
zastosowano dwie próbki oznaczone numerami 2 i 5
(rys. 7). Analizę przełomów w rejonie powierzchni osi
wykonano na elektronowym mikroskopie skaningowym JSM 5510LV firmy JEOL. Wyniki tych badań
przedstawiono w postaci topografii przełomów dla
próbki 2 na rys. 8. Następnie na próbkach 2 i 5 wykonano zgłady metalograficzne na powierzchniach prostopadłych do powierzchni osi oraz przełomu zmęczeniowego. Po trawieniu 4% azotalem ujawniono mikrostrukturę wraz z napoinami w warstwie
wierzchniej, co obrazują rys. 9 i rys. 10. Na rys. 11
przedstawiono szczegóły mikrostrukturalne warstwy
wierzchniej badanej osi w rejonie napoiny (próbka 2) z
widocznymi zarodkami pęknięcia kruchego. Na rys.
12 zobrazowano wyniki badań mikrostrukturalnych
dla warstwy wierzchniej w próbce 5 w obszarze występowania napoiny. Na kolejnych rysunkach 13 i 14
zaznaczono punkty wykonania pomiarów mikrotwardości metodą Vickersa oraz wyniki tych pomiarów, które zebrano odpowiednio dla próbki 2 w tabeli
5 oraz dla próbki 5 w tabeli 6. Pomiary mikrotwardości wykonano na twardościomierzu FM 700e firmy
Future-Tech Corp. przy obciążeniu 100 g (1 N) Dodatkowo, przy pomocy elektronowego mikroskopu skaningowego JSM-5510LV (SEM), wyposażonego w
przystawkę do mikroanalizy składu chemicznego EDS
firmy IX RF System 500 Digital Processing, dokonano
analizy składników mikrostrukturalnych stali konstrukcyjnej zastosowanej do budowy osi. Wyniki tych
badań ilustrują rys. 15, 16 i 17oraz dane zawarte w
tabelach 7–9.
Badania mikrostruktury stali, przeprowadzone na
zgładach trawionych 4% azotalem przy zastosowaniu
mikroskopu skaningowego wykazały, że zastosowany
do produkcji osi nr 341 gatunek stali P35G posiada
drobnoziarnistą strukturę ferrytyczno-perlityczną, odpowiadającą wzorcowi nr 8–9 wg skali wzorców zawartych w PN-84/H-04507/01,co obrazuje rys. 12e, z
niewielką zawartością wydłużonych siarczków manganu (rys. 15 i 16) lub krzemianów (rys. 17).
Krawędź powierzchni
osi
1mm
Rys. 8. Topografia przełomu w próbce 2 w strefie zarodkowania
pęknięcia zmęczeniowego
Rys. 9. Pęknięcie w napoinie wykonanej na powierzchni osi – próbka 2
Rys. 10. Napoina wykonaną w warstwie wierzchniej osi – próbka 5
Rys. 7. Przełom
osi w rejonie
zarodkowania
pęknięcia
zmęczeniowego
po wprowadzeniu
oznaczeń
próbek metalograficznych
25
50
b)
Pomiary mikrotwardości Tabela 5
napoiny w próbce 2
L? 3,26 mm
a)
c)
Nr odciski
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
d)
Mikrotwardość 100
g
HV
HRC
608
56
392
409
360
380
311
485
551
545
344
288
272
228
40
42
37
39
31
48
52
52
35
28
26
18
Uwagi
Warstwa wierzchnia
Spoina dendryty
Spoina dendryty
Spoina dendryty
Spoina dendryty
Spoina dendryty
SWC
SWC
SWC
SWC
SWC
SWC
MR
SWC – strefa wpływu ciepła,
MR – materiał rodzimy
e)
Rys. 13. Mikrostruktura napoiny w próbce 2 z oznaczonymi
miejscami pomiaru mikrotwardości
Rys. 11. Mikrostruktura osi warstwie wierzchniej w próbki 2: a)
pęknięcie napoiny, b) mikrostruktura warstwy wierzchniej, c)
strefa dendrytycznej budowy napoiny, d) mikrostruktura w strefie
przejściowej, e) materiał rodzimy
a)
Pomiary mikrotwardości
napoiny w próbce 5
L? 2,34 mm
b)
Nr
odciski
c)
d)
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
Mikrotwardość 100
g
HV
HRC
332
34
398
41
362
37
383
39
382
39
367
37
350
36
365
37
425
43
462
46
402
41
361
37
338
34
307
31
232
19
Tabela 6
Uwagi
Warstwa wierzchnia
Warstwa wierzchnia
napoina
napoina
napoina dendryty
napoina dendryty
napoina dendryty
Przed SWC
SWC
SWC
SWC
SWC
SWC
SWC
MR
e)
Rys. 12. Mikrostruktura napoiny w próbce 5; a) ogólny widok
napoiny, b) budowa dendrytyczna, c) mikrostruktura w strefie
przejściowej d), strefa wpływu ciepła, e) materiał rodzimy
Rys. 14. Mikrostruktura napoiny w próbce 5 z oznaczonymi
miejscami pomiaru mikrotwardości
51
a)
b)
Tabela 7
Skład chemiczny analizowanego wtrącenia
Pierwiastek
Orbita
O
Al
Si
S
Mn
Fe
Kα
Kα
Kα
Kα
Kα
Kα
Intensywność
(c/s)
7,60
3,31
0,69
790,29
471,97
120,98
Błąd
2-sig
1,007
0,664
0,303
10,26
7,933
4,016
zawartość
% wag.
4,34
0,24
0,04
41,68
41,66
12,06
Rys. 15. Analiza składu chemicznego wtrącenia
niemetalicznego w próbce 2: a) obszar analizy, b) widmo
charakterystycznego promieniowania rentgenowskiego
b)
a)
Tabela 8
Pierwiastek
Orbita
Intensywność
(c/s)
S
Kα
783,36
Mn
Kα
508,84
Błąd
2-sig
10,21
9
8,236
zawartość
% wag.
46,84
53,16
a)
Rys. 16. Analiza składu chemicznego wtrącenia niemetalicznego
typu MnS w próbce5: a) obszar analizy, b) widmo charakterystycznego promieniowania rentgenowskiego
b)
Tabela 9
PierOrbita
wiastek
O
Al
Si
Mn
Fe
52
Kα
Kα
Kα
Kα
Kα
Intensywność
(c/s)
97,03
126,33
316,70
283,52
36,71
Błąd
2-sig
3,597
4,104
6,498
6,148
2,212
zawartość
% wag.
36,465
9,617
21,848
27,997
4,073
Rys. 17. Analiza składu chemicznego złożonego wtrącenia
niemetalicznego w próbce 5 zaznaczonego okręgiem na rys. 13:
a) obszar analizy, b) widmo charakterystycznego promieniowania
rentgenowskiego
Szczegółowe badania fraktograficzne przeprowadzone na próbkach 2 i 5, których wyniki przedstawiono na serii mikrofotografii, rys. 8–14 oraz w tabelach 5
i 6, pokazują, że bezpośrednią przyczyną katastrofalnego pęknięcia osi była napoina o głębokości od 2 mm
do około 3 mm wykonana na powierzchni osi. Wyraźnie potwierdzają to wyniki pomiarów mikrotwardości
w rejonie napoiny, gdzie twardość stali jest co najmniej dwukrotnie wyższa od twardości materiału rodzimego (HVstali ? 230), zaś napoiny w próbce 2
(HV608–H300), a w próbce 5 (HV409–HV285).
Bardzo duże różnice w twardości napoiny i materiału osi, najprawdopodobniej spowodowane znaczną
szybkością chłodzenia podczas procesu napawania,
musiały wywołać znaczne naprężenia cieplne i strukturalne. W wyniku takiego przebiegu zjawiska powstały zarodki kruchych pęknięć, jak to zaobserwowano w
próbce 2 (rys. 9 i rys. 11) o głębokości około 3 mm.
Jak wynika z analizy fraktograficznej wykonanej przy
zastosowaniu SEM, te kilkumilimetrowe pęknięcia
były bezpośrednią przyczyną stopniowego rozprzestrzenienia się pęknięcia zmęczeniowego. Szczegółowe badania powierzchni pękania były niemożliwe ze
względu na znaczne mechaniczne zniszczenie powierzchni przełomu.
5. Podsumowanie
Przeprowadzone badania laboratoryjne, obejmujące badania składu chemicznego, własności mechanicznych oraz makro i mikrostruktury potwierdziły,
że zastosowana na oś 341 stal P35G spełnia wymagania zawarte w normie PN-93/K-91046.
Ocena makroskopowa przełomu pozwala wnioskować, że jest on następstwem karbu technologicznego w strefie szczególnie wytężonej, to jest promienia przejściowego pomiędzy czopem spoczynkowym
(podpiaściem) a częścią środkową osi.
Badania fraktograficzne przełomu zmęczeniowego osi nr 341 wykazały, że bezpośrednią przyczyną
pęknięcia osi było wykonanie napoiny, o głębokości
od 2–3 mm, w strefie przejściowej pomiędzy czopem
spoczynkowym osi a częścią środkową.
Szczegółowe badania powierzchni pękania, w celu wyjaśnienia mechanizmu propagacji pęknięcia,
były niemożliwe z uwagi na mechaniczne naruszenie
struktury powierzchni przełomu w procesie eksploatacji.
Literatura
[1] Badania materiałowe i wytrzymałościowe uszkodzonej
osi nr 341 lokomotywy EP09-021 zgodnie z normą PN93/K-91046, Politechnika Krakowska, Kraków, maj
2009.
[2] K o c a ń d a S., Zmęczeniowe niszczenie metali, WNT,
Warszawa 1978.
[3] T u ł e c k i A., S o r o c h t e j M., Studium analityczne
montażu koła z osią w zestawach kołowych, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Seria: Transport, z. 7, Gliwice 1987.
[4] T a n a k a S., H i r o s e F.: Fatique behavior of fretting
cracks at the wheel seat of car axles, The Sixth International Wheelset Congress, Colorado Springs, October
1978.
[5] K a r w a l a K., K u l i k o w s k i H., T u ł e c k i A.,
Technologiczne problemy trwałości zestawów kołowych
pod kątem przystosowania pojazdów szynowych do
zwiększonych prędkości jazdy, Rozprawa doktorska, Politechnika Krakowska, Kraków 1991.
[6] B r o ś J., P a r t y ł a M., T u ł e c k i A., The kinds of
wear and failures of bearing surface of interference
joints wheel sats of rail vehicles, 3-rd Conference on
Tribology, Budapest 1983.
[7] B ą k R., G r a j e k K., Z a c h a r s k i M., Metoda numeryczna analizy statycznej stanu naprężenia w kolejowych zestawach kołowych, Zeszyty Naukowe IPKM –
Pol. Śląska, z. 27/61, Gliwice 1977.
[8] B r o ś J., T u ł e c k i A., Badania modelowe wytrzymałości zmęczeniowej elementów połączeń wciskowych w
zestawach kołowych, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Seria: Transport, z. 14, Gliwice 1989.
53
dr inż. Tomasz Kuczek
Algorytm doboru parametrów geometrycznych sprzęgła
odsuwnego do układu napędowego lokomotywy
W pracy przedstawiono algorytm doboru parametrów geometrycznych sprzęgła typu
Alsthom do układu napędowego lokomotywy. Celem analizy jest polepszenie
właściwości dynamicznych sprzęgła, poprzez zmniejszenie odkształceń w przegubach
oraz zmniejszenie sił bezwładności generowanych w badanym mechanizmie.
Przedstawiona metoda doboru parametrów może być stosowana do projektowania
nowych układów napędowych przystosowanych do dużych prędkości.
1. Wstęp
Dobór parametrów geometrycznych i fizycznych
sprzęgieł odsuwnych do układów napędowych polega
na wyznaczeniu wartości zmiennych decyzyjnych,
przy których wartość sformułowanej funkcji jest najmniejsza. W trakcie doboru parametrów sprzęgieł
zmieniane są parametry geometryczne, czyli długości
i kąty elementów mechanizmu. Zmiany długości i
kątów ograniczone są poprzez wymiary geometryczne
elementów do których przymocowane są mechanizmy. Na zmienne decyzyjne zostają nałożone ograniczenia wynikające głownie z kształtu i wymiarów
geometrycznych tych elementów lokomotywy do
których mocowany jest mechanizm sprzęgieł. Ograniczenia wynikają z konstrukcji zestawu kołowego oraz
wału drążonego. W niniejszej pracy przyjęto liniowy,
przedziałowy zakres zmian parametrów. Funkcję celu
przyjęto jako skorygowaną sumę ważoną dwóch kryteriów. Wprowadzono współczynniki wagowe, za
pomocą których projektant przeprowadzający optymalizację ustala znaczenie poszczególnych kryteriów.
Rys. 1. Schemat układu napędowego stosowanego w pojazdach
trakcyjnych
54
Rys. 2. Schemat sprzęgła przyjętego do analizy w układzie koła
zestawu
2. Podstawy teoretyczne
Na rysunku 1 [3] przedstawiono poglądowy schemat konstrukcyjny układu napędowego ze sprzęgłami
odsuwnymi typu Alsthom. Silnik trakcyjny 8 przymocowany jest do ramy 7 wózka lokomotywy. Na wale
jego wirnika osadzone jest małe koło zębate 6. Siły z
czopów napędzających 5 osadzonych na dużym kole
zębatym przekładni lub tarczy przenoszą się na cięgła 3. Zarówno koło zębate jak i tarcza osadzone są na
końcach wału drążonego 9. Z czopów 5 siły przenoszone są dalej na jarzmo 2, a z niego cięgłami 4 na
czopy wprasowane do kół napędnych 1 zestawu kołowego. Wał osiowy zestawu przechodzi przez wnętrze wału drążonego. Wymagany jest nie tylko dobór
odpowiedniego typu sprzęgła kompensującego, uzależniony między innymi od rozwiązania konstrukcyjnego układu przeniesienia napędu, ale również optymalny dobór jego parametrów. Problemy mechaniki
i optymalizacji wspomnianych sprzęgieł szeroko rozpatrzono w wielu pracach, przykładowo [3 i 4].
Rozważany mechanizm w położeniu konstrukcyjnym
opisywany
jest
odpowiednimi
parametrami
wymiarowymi. Są nimi długości a i b oraz kąty α i β.
Dla badanego mechanizmu parametr a jest długością
odcinka C07C05, a kąt α jest kątem nachylenia tych
odcinków do poziomu, czyli osi OkXk. Odcinek b jest
długością każdego z czterech cięgieł nachylonych do
poziomu pod kątem β. Rozpatrywany mechanizm ma
dwa stopnie ruchliwości. Zakładamy, że punkt Ok
przemieszcza się po osi OwZw, a kąt φ = φ(t) jest kątem pomiędzy osiami OkZk a OwZw czyli kątem obrotu
układu OkXkZk koła zestawu względem układu
OwXwZw ramy wózka. Przyjmujemy, że wielkość e(t)
jest współrzędną punktu Ok na osi OwZw. Wynika stąd,
że |e(t)| jest odległością łączonych wałów.
Zadanie doboru parametrów geometrycznych i fizycznych do układów napędowych sprzęgieł odsuwnych
można najogólniej zapisać w następującej postaci
xopt ∈ X0 = {x : gj(x) ≤ 0, j = 1, 2, . . . , m}
gdzie:
fcel(xopt) = minfcel(x), x ∈ X0
X0
x
fcel
gj
–
–
–
–
zbiór rozwiązań dopuszczalnych,
wektor zmiennych decyzyjnych,
funkcja celu,
funkcje ograniczeń.
Celem doboru parametrów mechanizmów jest uzyskanie takich parametrów konstrukcyjnych, aby uległy
polepszeniu właściwości dynamiczne sprzęgieł. Polepszenie właściwości dynamicznych będzie polegało
na zmniejszeniu odkształceń w przegubach, a także
zmniejszeniu sił bezwładności generowanych w badanych mechanizmach i przenoszonych przez elementy
oraz podzespoły układu napędowego. Dla obu mechanizmów przyjęto wstępnie określone parametry konstrukcyjne. Warunkiem dokonania doboru parametrów
jest sprawny i skuteczny wybór: zmiennych decyzyjnych charakteryzujących dany problem, funkcji celu
oraz zakresu zmian parametrów. Ponadto ważne jest
wskazanie takiego sposobu doboru parametrów, przy
którym uzyskamy satysfakcjonujące wyniki obliczeń
w dostatecznie krótkim czasie.
W trakcie doboru parametrów sprzęgieł zmieniane
są długości i kąty elementów mechanizmu. Zmiany
długości i kątów ograniczone są poprzez wymiary
geometryczne elementów do których przymocowane
są mechanizmy. Elementami ograniczającymi są: wymiary koła zestawu kołowego oraz rozmieszczenie
otworów w kole bosym. Wektor zmiennych decyzyjnych dla sprzęgła typu Alsthom można przedstawić
następująco
xA = [a b α β]T
Na zmienne decyzyjne zostają nałożone ograniczenia wynikające głównie z kształtu i wymiarów geometrycznych tych elementów lokomotywy do których
mocowany jest mechanizm sprzęgieł. Ograniczenia
wynikają z konstrukcji zestawu kołowego oraz wału
drążonego. W niniejszej pracy przyjęto liniowy, przedziałowy zakres zmian parametrów. Zatem dla sprzęgła typu Alsthom przedstawionego na rysunku 2 ograniczenia nałożone na parametry są następujące
amin ≤ a ≤ amax
bmin ≤ b ≤ bmax
αmin ≤ α ≤ αmax
βmin ≤ β ≤ βmax
Są to ograniczenia o charakterze liniowym. Wynikają one stąd, że poszczególne elementy mechanizmu
muszą znajdować się w bezpiecznej odległości od koła
zestawu kołowego. Celem przeprowadzanego doboru
parametrów mechanizmów jest uzyskanie takich parametrów konstrukcyjnych, aby uległy polepszeniu
właściwości dynamiczne sprzęgieł. Należało zatem
przyjąć odpowiednie wskaźniki, określające stan mechanizmu w zależności od przyjętych parametrów.
Głównym celem doboru jest zmniejszenie odkształceń
promieniowych w przegubach, a także zmniejszenie
sił bezwładności generowanych w badanych mechanizmach. Należy więc stworzyć dwa kryteria, które pozwolą na ocenę działania mechanizmów. Jedną z metod równoczesnego uwzględnienia dwóch kryteriów
jest użycie sumy ważonej. Pierwsze kryterium przyjmujemy jako kwadrat odchylenia standardowego zaburzeń odkształceń elementu podatnego w jednym
wybranym przegubie
fo
å
( x) =
No
i =1
(ui - um )2
No
gdzie:
ui – wartość odkształcenia w wybranym
przegubie,
um – średnia wartość odkształcenia promieniowego w wybranym przegubie,
No – liczba próbek przebiegu zmian odkształcenia.
Drugie kryterium przyjmujemy jako kwadrat odchylenia standardowego zaburzeń sił bezwładności
generowanych w badanych mechanizmach
fb
å
( x) =
Nb
i =1
( fi - f m )2
Nb
gdzie:
Fi – wartość siły bezwładności działającej
na jarzmo mechanizmu,
fm – średnia wartość siły bezwładności,
Nb – liczba próbek przebiegu zmian siły
bezwładności.
55
Funkcję celu przyjęto jako skorygowaną sumę ważoną tych dwóch kryteriów. Podczas tworzenia funkcji celu uwzględniono fakt, iż wpływ poszczególnych
kryteriów na zachowanie się mechanizmu sprzęgła nie
jest jednakowy. Dlatego wprowadzono współczynniki
wagowe, za pomocą których projektant przeprowadzający optymalizację ustala znaczenie poszczególnych
kryteriów. Korzystne jest takie skonstruowanie funkcji celu, aby wpływ poszczególnych kryteriów był
jednakowy, a zastosowane wagi powinny służyć
głównie do określenia ważności poszczególnych kryteriów. Aby wpływ poszczególnych kryteriów był
jednakowy, należy dokonać skalowania wartości
przebiegów zmienności odkształcenia w wybranym
przegubie oraz siły bezwładności działającej na jarzmo mechanizmu do przedziału (0,1) korzystając z
następującego wzoru ogólnego
k ( x) =
K ( x ) - K min
K max - K min
gdzie:
K(x) – początkowe wartości przebiegu odkształcenia lub siły bezwładności,
Kmin – minimalna wartość odkształcenia lub
siły bezwładności,
Kmax – maksymalna wartość odkształcenia
lub siły bezwładności.
Zakładamy najpierw wartość pierwszego współczynnika wagowego równą jedności, a drugiego równą zeru. Następnie przeprowadzamy jednokryterialną
optymalizację testującą ze względu na pierwsze kryterium. Określamy maksymalne i minimalne wartości
zmian odkształcenia, po czym przeprowadzamy skalowanie przebiegu odkształcenia do przedziału (0,1),
dzięki czemu otrzymujemy nowy przebieg zmienności
odkształcenia fos(x). Następnie przeprowadzamy analogiczne operacje dla drugiego kryterium i otrzymujemy przebieg fbs(x). Po przeskalowaniu przebiegów
zmian odkształcenia oraz siły bezwładności, w zasadniczym doborze parametrów mechanizmu sprzęgieł
można przyjmować współczynniki wagowe zgodnie
z wymaganiami konstruktora. Ostatecznie funkcja
celu przyjmuje następującą postać
3. Obliczenia
Najbardziej czasochłonnym etapem w trakcie doboru parametrów było numeryczne rozwiązanie układu równań opisujących kinematykę mechanizmu
sprzęgła. Ponieważ dobór parametrów z wykorzystaniem standardowych metod optymalizacyjnych: zdeterminowanych jak i losowych, nie dawał satysfakcjonujących wyników, zdecydowano się na inny sposób
doboru parametrów. Do analiz przyjmujemy mechanizm o parametrach geometrycznych i fizycznych
przedstawionych w tabeli 1. Wymiary elementów
mechanizmu przyjęto z pracy [5], natomiast sztywności elementów metalowo-gumowych przyjęto
z pomiarów wykonanych przez Centralne Biuro Konstrukcyjne Przemysłu Taboru Kolejowego z Poznania
[6].
Współczynniki wagowe przyjmujemy w sposób
następujący
w1 = w2 = 0,5
Prędkość lokomotywy ustalona została na 120
km/h, a moment napędowy ustalono na 12 kNm. Wartość przyjętego momentu napędowego odpowiada
lokomotywie EP09, w której pojedynczy silnik trakcyjny napędzający jeden zestaw kołowy ma moc 735
kW. Często stosowane podejście do problemu rozwiązania zadania optymalizacji polega na obliczaniu wartości funkcji celu ze wzoru lub odpowiedniej procedury. W przypadku przedstawionej metody obliczanie
wartości funkcji celu ze wzoru nie było możliwe,
a obliczenia przy wykorzystaniu odpowiedniej procedury obliczeniowej byłyby bardzo czasochłonne. W
związku z tym w pracy przyjęto centralny, kompozycyjny plan eksperymentu i na jego podstawie dokonano wyboru osiemdziesięciu dwóch kombinacji parametrów sprzęgła. Mechanizm został rozwiązany dla
każdego zestawu parametrów.
fcel(x) = w1 fos(x) + w2 fbs(x)
gdzie:
wk – współczynniki wagowe, k = 1, 2.
w1 + w2 = 1, w1 ≥ 0, w2 ≥ 0
Rys. 4. Zmiana odkształcenia promieniowego przegubu C5 dla
wybranych zestawów parametrów na drodze 120 m
Ze względu, na fakt, że mechanizm każdego sprzęgła jest rozwiązywany numerycznie i nie jest znana
analityczna postać rozwiązań równań opisujących
ruch mechanizmu, funkcja celu również musi być
każdorazowo obliczana. Oznacza to znaczne skomplikowanie i wydłużenie obliczeń.
56
Zestaw parametrów konstrukcyjnych sprzęgła typu Alsthom
Tabela 1
a [m]
b [m]
α [°]
β [°]
mj [kg]
cr [kN/mm]
cφ [kNm/rad]
0,348
0,258
19
45
50
31,4
2,89
gdzie:
a, b, α, β – parametry geometryczne sprzęgła
mj
– masa jarzma
cr, cφ
– stałe sprężystości elementów metalowo – gumowych
Przyjmujemy również, że parametry geometryczne sprzęgła będą się zmieniały następująco:
Zakresy zmian (Min, Max) i zastosowane wartości parametrów (Nom)
sprzęgła typu Alsthom
Parametry Alsthom
a [m]
b [m]
α [°]
β [°]
Min
0,313
0,232
17
40
Nom
0,348
0,258
19
45
Tabela 2
Max
0,383
0,284
21
50
Aby sprawdzić czy otrzymane rozwiązanie jest dla
danego mechanizmu najlepsze stworzono funkcję
regresji w postaci:
freg(a, b, α, β) = r1 + r2 a + r3b + r4α + r5 β + r6ab + r7 α β + r8a α
+ r9a β + r10b α + r11b β + r12a2 + r13b2 + r14 α 2 + r15 β 2
Rys. 5. Zmiana siły bezwładności działającej na jarzmo dla
wybranych zestawów parametrów na drodze 120 m
Na podstawie zapisanych wyników obliczeń wygenerowano wykresy przebiegów zmian odkształceń
u1 elementu gumowego w przegubie C5 oraz zmian
siły bezwładności Fb działającej na jarzmo mechanizmu. Wspomniane przebiegi przedstawiono na rysunkach 4 i 5.
Na wykresach pogrubioną, przerywaną linią zaznaczono przebiegi, które odpowiadają najmniejszej
wartości funkcji celu przy założonych danych i ograniczeniach. W tabeli 3 zamieszczono parametry konstrukcyjne mechanizmu oraz najlepszy zestaw parametrów otrzymany w wyniku rozwiązania mechanizmu z wykorzystaniem założonego planu eksperymentu.
Wykorzystując osiemdziesiąt dwa zestawy parametrów a, b, α, β i wartości funkcji celu dla nich obliczonych dobrano stałe funkcji regresji r1 do r15. Wartości parametrów podano w tabeli 4:
Otrzymaną funkcję regresji podajemy minimalizacji wykorzystując do tego algorytm ewolucji różnicowej. Po niewielkim zaokrągleniu wyników otrzymujemy następujące wartości:
a[m]
0,383
b[m]
0,232
a[m]
0,348
0,383
9%
b[m]
0,258
0,232
–11%
Tabela 3
α [°]
19
21
9%
Stałe funkcji regresji
r1
r2
r3
r4
r5
0,2471
–0,2625
0,1582
–0,0702
–0,4644
r6
r7
r8
r9
r10
β[°]
45
Otrzymane tym sposobem wyniki nie różnią się od
wyników otrzymanych przy wykorzystaniu metod
planowania eksperymentu. Na poniższych wykresach
przedstawiono natomiast zmianę odkształcenia elementu gumowego oraz siły bezwładności dla parametrów konstrukcyjnych sprzęgła oraz dla najlepszego
uzyskanego zestawu parametrów.
Wynik doboru parametrów sprzęgła typu Alsthom
Parametry początkowe
Parametry otrzymane
Zmiana
α[°]
21
–0,2519
0,0402
0,0926
0,0612
–0,0371
β [°]
45
45
0%
Tabela 4
r11
r12
r13
r14
r15
–0,0256
0,3121
–0,0357
0,0153
0,2760
57
Podsumowując, zmiana wartości parametrów –
zgodnie z tabelą 5, przy założonych ograniczeniach –
pozwoliła na zmniejszenie średnich odkształceń w
wybranym przegubie o około 12%. Siła bezwładności
działająca na jarzmo zmalała o około 0,3% zarówno
w przypadku średniej jak i odchylenia standardowego.
Literatura
Rys. 6. Zmiana odkształcenia promieniowego przegubu C5 na
drodze 120 m dla parametrów wyjściowych oraz najlepszego
otrzymanego zestawu parametrów
Rys. 7. Zmiana siły bezwładności działającej na jarzmo dla
parametrów wyjściowych oraz najlepszego otrzymanego zestawu
parametrów
[1] G r z y b A ., Symulacja komputerowa ruchu mechanizmów sprzęgieł odsuwnych, I Konferencja Nowe Technologie w nauczaniu na odległość, Koszalin–Osieki,
2005.
[2] M a d e j J ., Projektowanie mechanizmów napędowych
pojazdów szynowych, WKŁ, Warszawa 1988.
[3] O s i e c k i J ., Equations of vibrations and analisis of
the dynamics loadings of a drive system with Alsthomtype couplings, Nonlin. Vibr. Problems, 10, 1969, s.
225-243.
[4] Ż y c z k o w s k i M ., R o m a n i s z y n Z ., Optymalizacja kinematyczna mechanizmu cięgłowego typu Alsthom, Archiwum Budowy Maszyn, Tom XVI, Kraków
1969.
[5] S a c h s K .,Elektrische Triebfahrzeuge, Springer–
Verlag,Wien, 1973.
[6] Centralne Biuro Konstrukcyjne Przemysłu Taboru
Kolejowego, Tulejka metalowo-gumowa, Rys. nr
4E091601-1-0, Poznań, 2007.
Wartości zmian siły bezwładności jarzma oraz odkształceń w przegubie określonym wektorem p1C5
przedstawione zostały w tabeli 5 (znak minus oznacza
zmniejszenie wartości danej wielkości po doborze
parametrów).
Tabela 5
Zestawienie wyników dotyczących odkształceń w przegubie
określonym wektorem p1C5 oraz siły bezwładności działającej
na jarzmo dla sprzęgła typu Alsthom
Odkształcenie w przegubie określonym
wektorem p1C5
Zmiana
Przed doborem
Po doborze
[%]
parametrów
parametrów
Średnia [m]
Średnia [m]
0,000863
0,000771
–11,84
Siła bezwładności działająca na jarzmo
Zmiana
Przed doborem
Po doborze
[%]
parametrów
parametrów
Średnia [kN]
Średnia [kN]
13,02
12,98
–0,28
58

Pobierz ten numer w pdf

Transkrypt

Podobne dokumenty