Pobierz ten numer w pdf
Transkrypt
Pobierz ten numer w pdf
prof. dr hab. inż. Krzysztof Magnucki Politechnika Poznańska Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR” dr inż. Paweł Kuligowski dr Leszek Wittenbeck Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR” 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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: POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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: POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 (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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 Rys. 7. Wykresy stateczności ruchu dla zarysów S1002/UIC60 na trasie o promieniu R = 600 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. Rys. 9. Wykresy stateczności ruchu dla zarysów S1002/UIC60 na trasie o promieniu R = 10000 m 16 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 Rys. 11. Wykresy stateczności ruchu modelu z zarysami kół i 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). Rys. 13. Wykresy stateczności ruchu modelu z zarysami kół i 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 [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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 [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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 ton na pochyleniu 0 ‰ z prędkością 80 km/h • prowadzenie pociągu towarowego o masie 1500 ton na pochyleniu 3 ‰ z prędkością 60 km/h • 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 - POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 • 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR” 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, POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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). POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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] POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 (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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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. [9] PN-EN 13104:2011: Kolejnictwo. Zestawy kołowe i wózki. Osie zestawów kołowych napędnych. Zasady konstrukcji. [10] PN-EN 13260:2009: Kolejnictwo. Zestawy kołowe i 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. [13] PN-EN 13715:2008: Kolejnictwo. Zestawy kołowe i 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 dr inż. Maciej Szkoda Politechnika Krakowska 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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, POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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] POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 Politechnika Krakowska 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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: POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 – 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 dr inż. Emil Cegielny prof. dr hab. inż. Stanisław Pytel Politechnika Krakowska. 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, POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 – POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 Skład chemiczny analizowanego wtrącenia 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 Skład chemiczny analizowanego wtrącenia 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 Politechnika Krakowska. 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]. POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012 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 POJAZDY SZYNOWE NR 1/2012