Оценка влияния жесткости пути и рессорного подвешивания тележек на развитие остаточных деформаций пути
На правах рукописи
ГРЕЧАНИК
Александр Викторович
ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ ЖЕСТКОСТИ ПУТИ И РЕССОРНОГО ПОДВЕШИВАНИЯ ТЕЛЕЖЕК НА РАЗВИТИЕ ОСТАТОЧНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ ПУТИ
Специальность 05.22.06 – Железнодорожный путь, изыскание
и проектирование железных дорог
Автореферат
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Москва – 2011
Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Московский государственный университет путей сообщения» (МИИТ) на кафедре «Путь и путевое хозяйство».
Научный руководитель: кандидат технических наук, профессор
Гасанов Александр Искендерович
Официальные оппоненты:
доктор технических наук
Новакович Василий Иванович
кандидат технических наук
Орлов Григорий Геннадьевич
Ведущая организация: «Самарский государственный университет путей сообщения» САМГУПС.
Защита состоится «24» февраля 2011 г. в 14 часов на заседании диссертационного совета Д 218.005.11 при Московском государственном университете путей сообщения по адресу: 127994, г. Москва, ул. Образцова 9, стр.9, МИИТ, ауд. 1235
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного университета путей сообщения.
Автореферат разослан «24» января 2011 г.
Отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенных печатью, просим направлять по адресу университета на имя ученого секретаря совета.
Ученый секретарь
диссертационного совета,
д.т.н., профессор Ю.А. Быков
Общая характеристика диссертационной работы
Актуальность исследования.
Для решения важнейшей задачи увеличения грузопотока на основных направлениях ОАО "РЖД" предстоит обеспечить повышение массы и скорости движения поездов, увеличить погонные и осевые нагрузки подвижного состава, перейти на максимально выгодные с точки зрения энергетики режимы вождения составов, снизить материальные и энергетические потери, связанные с износом в системе "экипаж-путь".
Повышение осевых нагрузок позволяет увеличить провозную способность магистральных линий и ускорить доставку грузов за счет увеличения объема перевозок. Однако эксплуатация поездов с более высокими осевыми нагрузками приводит к их повышенному воздействию на путь, вследствие чего увеличивается интенсивность развития остаточных деформаций пути, что в свою очередь, приводит к уменьшению межремонтных сроков и, как следствие, увеличению затрат на текущее содержание пути.
В России и за рубежом уменьшение интенсивности развития остаточных деформаций пути от воздействия подвижного состава традиционно достигается за счет увеличения мощности пути (увеличение: веса рельса, эпюры шпал, площади опирания шпал на балласт, толщины балласта под шпалой). Но это, как правило, ведет к повышению жесткости пути, которая в свою очередь приводит к увеличению сил, возникающих в контакте колесо-рельс.
Другим возможным мероприятием по снижению интенсивности развития остаточных деформаций пути является повышение упругости подрельсового основания (подрельсовые, нашпальные и подшпальные прокладки, подбалластные маты и др). Однако с увеличением упругости пути возрастает упругая деформация рельса и, как следствие, затраты на тяговые усилия локомотива. Кроме того, повышение упругости ВСП требует применения дорогих материалов и проведения дополнительных работ для их укладки.
По мнению ряда ученых, снизить интенсивность развития остаточных деформаций пути, также можно, улучшив характеристики рессорного подвешивания тележек подвижного состава.
Таким образом, задача выбора метода снижения интенсивности развития остаточных деформаций пути требует оценки технической эффективности соответствующих мероприятий, для чего необходима разработка методики оценки влияния жесткости пути и типа рессорного подвешивания тележек на развитие остаточных деформаций пути. Исходя из этого диссертационная работа, направленная на исследование влияния жесткости пути и типа рессорного подвешивания тележек на развитие остаточных деформаций пути является актуальной.
Цель исследования состоит в разработке методики оценки влияния жесткости пути и типа рессорного подвешивания тележек на развитие остаточных деформаций пути.
Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи:
- Выполнен аналитический обзор существующих методов расчета остаточной деформации пути;
- Разработана модель и методика расчета остаточной деформации пути;
- Проведена оценка точности и адекватности разработанной методики расчета взаимодействия пути и подвижного состава с учетом развития остаточных деформаций пути на основе численных методов, и полевых экспериментов;
- Исследованы зависимости влияния модуля упругости пути и типа рессорного подвешивания грузовых тележек на развитие остаточных деформаций пути по разработанной методике.
Методы исследования. В работе использованы основные положения строительной механики и динамики взаимодействия подвижного состава и пути, численное моделирование, полевые эксперименты и их статистическая обработка.
Достоверность полученных результатов подтверждается использованием теоретических положений строительной механики и динамики, а также сходимостью результатов численного моделирования с принятыми методиками расчета пути и полевыми экспериментами.
Научная новизна работы заключается в следующем:
- Разработана модель и методика, позволяющая определить интенсивность развития остаточной деформации пути при различных конструкциях верхнего строения пути и типах рессорного подвешивания тележек;
- Получены зависимости развития остаточных деформаций пути от модуля упругости пути и типа рессорного подвешивания.
Практическая ценность. Разработанная в диссертации методика позволяет:
- Прогнозировать интенсивность развития остаточной деформации пути при различных осевых нагрузках и скоростях движения поездов;
- Оценивать эффективность различных конструктивных решений пути и рессорного подвешивания тележек по критерию накопления остаточной деформации подрельсового основания.
Реализация результатов работы.
Результаты работы по влиянию модуля упругости основания на развитие остаточных деформаций пути были использованы при разработке «Технических указаний по усилению пути для снижения деформативности подшпального основания на маршрутах обращения поездов повышенной массы и длины», где были даны рекомендации по конструктивным решениям с целью снижения деформационных свойств пути.
Положения, выносимые на защиту. На защиту выносятся:
- Модель и методика воздействия подвижного состава на путь с учетом развития остаточной деформации пути в зависимости от пропущенного тоннажа;
- Зависимости интенсивности развития просадок пути от II к III степени при модулях упругости пути 50 и 100 МПа;
- Зависимости интенсивности развития просадок пути от II к III степени при центральном и двухступенчатом рессорном подвешивании грузовых тележек.
Апробация результатов. Основные положения диссертации были доложены на Научно-практической конференции Неделя науки – 2007 «Наука МИИТа транспорту», IX научно-практической конференции «Безопасность движения поездов» 2008 г. Москва и Х научно-практической конференции «Безопасность движения поездов» 2009 г. Москва.
Публикации. Основные положения диссертации опубликованы в 6 печатных работах, из них 3 статьи опубликованы в изданиях, рекомендованных ВАК РФ.
Структура и объем диссертации. Диссертация включает в себя введение, четыре главы, заключение и изложена на 99 страницах машинописного текста, в том числе 10 таблиц, 24 рисунка. Список использованных источников насчитывает 120 наименований.
Содержание работы
Во введении обосновывается актуальность темы диссертации, определена цель работы, ее научная новизна и практическая ценность, сформулирована цель и задачи исследования.
В первой главе проведен аналитический обзор методик расчета взаимодействия подвижного состава и пути, исследований развития остаточных деформаций пути в зависимости от пропущенного тоннажа.
Среди наиболее фундаментальных работ в области взаимодействия подвижного состава и железнодорожного пути следует отметить труды таких ученых, как А.Г. Балакин, А.Л. Васютынский, М.Ф. Вериго, Ю.Д. Волошко, А.И. Гасанов, А.М. Годыцкий-Цвирко, В.Н. Данилов, А.Я. Коган, В.А. Лазарян, Н. Т. Митюшин, В.О. Певзнер, Н.П. Петров, С.П. Першин, В.Н. Поздеев, С.Н. Попов, Л.Р. Ржаницин, Ю.С. Ромен, М.Н. Ручимского, И.Р. Стецевич, Р.Н. Тартаковский, С.П. Тимошенко, Л.П. Филиппов, А.А. Холодецкий, К.Ю. Цеглинский, Д.К. Шафрановский, Г.М. Шахунянц, Г.К. Щепотин и др.
Среди трудов зарубежных ученых следует отметить работы Ф. Картера, Г. Марье, Дж. Роккара, Т. Мацудайры, П. Боммеля, Б. Кейна, А. де Патера, А. Уиккенса, Дж. Эйзенманн.
Расчетные схемы железнодорожных экипажей представляют собой механические системы со многими степенями свободы. Системы эти содержат большое число нелинейностей. Их движение описывается системами связанных между собой дифференциальных уравнений высокого порядка. Анализ, а тем более синтез таких систем, обладающих необходимыми динамическими качествами, является весьма сложной задачей. Для ее решения требуется использование современных методов математики и механики с применением средств ЭВМ.
Проведенный анализ выполненных в последнее время работ показывает, что в существующих методиках оценки воздействия подвижного состава на путь не окончательно решены вопросы учета остаточной деформации пути, что не позволяет иметь наиболее полное представление о происходящих взаимодействиях и процессах между железнодорожным путем и подвижным составом в реальных эксплуатационных условиях.
В диссертационной работе поставлена цель разработать методику оценки влияния жесткости пути и типа рессорного подвешивания тележек на развитие остаточных деформаций пути.
Во второй главе разработана методика оценки влияния жесткости пути и типа рессорного подвешивания тележек на развитие остаточных деформаций пути.
Модель взаимодействия экипажа и пути «ВЭИП» А.Я. Когана позволяет определить напряжения в элементах верхнего строения пути в зависимости от различного деформированного состояния пути на момент исследования с учетом галопирования тележек и кузова экипажа. Поскольку метод расчета, разработанный А.Я. Коганом, основан на использовании частотных характеристик и импульсных переходных функций в системе "путь - подвижной состав", а определение сил взаимодействия и характеристик напряженного и деформированного состояния пути проводится с использованием статистических методов, то затруднительно рассчитать остаточную деформацию пути с использованием его модели.
В общепринятой квазистатической задаче, используемой в нормативной методике ЦПТ-52-14, железнодорожный путь представлен в виде балки, лежащей на сплошном равноупругом основании в соответствии с гипотизой Фусса-Винклера и не включает зависимости, которая бы позволила рассчитать остаточную деформацию пути.
Расчет остаточной деформации пути существенно осложняет задачу взаимодействия экипажа и пути, поскольку основание пути становится неравноупругим. В зоне люфтов упругая деформация рельса складывается из величины люфта и упругой деформации основания имеющего упругий отпор. По мере развития люфта упругая деформация основания и, как следствие, упругий отпор основания будут уменьшаться.
Поэтому в исследовании исходная задача прогноза остаточной деформации пути разделена на две части: динамическую и квазистатическую.
В динамической части определяется динамическая сила P, возникающая при проходе колеса экипажа по геометрической неровности пути. Для этого определяются совместные вертикальные колебания приведенных к колесу масс кузова, тележки, пути и масса колеса с полуосью и буксой. Также учитываются характеристики рессорного подвешивания кузова, демпфирующие свойства балласта и жесткость пути, при этом остаточная деформация пути не определяется.
Для определения динамической силы используется известная в теории линейчатая модель экипажа, представленная на рисунке 1.
Рисунок 1 Линейчатая модель системы «экипаж-путь»
На рисунке 1 приняты следующие обозначения:
укузова, утележки, уколеса, упути – соответственно перемещение кузова экипажа, тележк, колеса и пути; mкузова, mтележки, mколеса, mпути – соответственно масса кузова экипажа, тележки, колеса и пути; жкузова, жтележки, жконтакта, жпути, – соответственно жесткость рессорного комплекта между кузовом и тележкой; между тележкой и колесом, контактная жесткость колеса и рельса и жесткость железнодорожного пути; Вкузова, Втележки, Впути – соответственно коэффициент демпфирования кузова экипажа, тележки и коэффициент, учитывающий потерю энергии в балластной призме; f(t) – функция, описывающая исходную геометрическую неровность пути.
Начальная неровность пути f(t) описывается известным в теории уравнением:
,
где f(t) — текущая ордината неровности; а — глубина неровности; 
— длина неровности; t — время.
Математическое описание модели приведенной на рисунке 1 в матричной форме имеет вид:
, (1)
где: 
- диагональная матрица масс;
- диагональная матрица жесткостей;
- диагональная матрица коэффициентов демпфирования;
- вектор-столбец, состоящий из обобщенных координат механической модели, а 
и 
из скоростей и ускорений соответственно.
Решая систему уравнений (1) определяется динамическая сила P:
. (2)
Во второй части проводится расчет напряжений в элементах верхнего строения пути (ВСП), упругих и остаточных деформаций пути от воздействия динамической силы. В ней железнодорожный путь описан континуальной моделью, т.е. путь представлен в виде геометрически ровной балки Эйлера бесконечно большой длины неизменного поперечного и продольного сечения, лежащей на сплошном неравноупругом основании, принятом в соответствии с гипотезой Фусса–Винклера. К балке последовательно в каждое сечение прикладывается динамическая сила, полученная из динамической части задачи, от воздействия которой определяется упругая деформация балки методом конечных разностей.
В предлагаемой модели принято допущение, что остаточная деформация пути 
задается в виде люфта, а балка в зоне люфтов опирается на фиктивное основание, имеющее эквивалентный модуль упругости пути 
. При этом вертикальный упругий прогиб рельса будет складываться из величины люфта 
и упругой деформации основания 
: 
.
Поскольку вертикальные колебания приведенной к колесу массы пути и их затухание рассчитываются в динамической части задачи, уравнение вертикальных колебаний балки будет иметь вид: 
.
где Е – модуль упругости рельсовой стали;
I – момент инерции балки (рельса);
у – упругий прогиб рельса;
z – абсцисса текущего сечения балки, отсчитываемая от некоторого подвижного начала координат;
– эквивалентный модуль упругости подрельсового основания.
Расчет эквивалентного модуля упругости пути в каждом сечении балки проводится с использованием линейной аппроксимации зависимости упругого отпора основания от прогиба рельса под динамической силой методом итераций, представленной на рисунке 3.
Рисунок 3 - Линейная аппроксимация зависимости упругого отпора основания от упругого прогиба рельса под динамической силой
Количество итераций n определялось эмпирически. Для определения шага итерации i величина заданной остаточной деформации пути 
делится на количество итераций n: 
.
На нулевой итерации (рисунок 3) величина остаточной деформации пути принимается равной нулю 
= 0, после чего при заданном начальном модуле упругости U0 проводится расчет упругого прогиба пути 
и упругого отпора основания 
.
Полученный упругий прогиб пути 
сравнивается с остаточной деформацией пути 
равной одному шагу итерации 
.
При определении эквивалентного модуля упругости пути рассматривается два случая:
- прогиб рельса меньше или равен люфту 
;
- прогиб рельса больше люфта.
В первом случае рельсошпальная решетка не опирается на подшпальное основание (рисунок 2а), при этом эквивалентный модуль упругости пути 
и эквивалентный упругий отпор основания 
равны нулю.
Рисунок 2 – Два случая для определения эквивалентного модуля упругости пути 
Во втором случае возникает упругая деформация подшпального основания 
(рисунок 2б) под динамической силой Р.
Если 
то в этом расчетном сечении балки упругий отпор равен нулю, а, следовательно, и модуль упругости пути равен нулю U1 = 0. Если 
> 
, то в этом расчетном сечении балки модуль упругости пути определяется по формуле:
.
На следующей – первой – итерации (рисунок 2) определяется упругий прогиб пути y1 и упругий отпор основания Q1 уже при модуле упругости основания U1. После чего полученный упругий прогиб 
сравнивается с остаточной деформацией пути 
уже равной двум шагам итерации 
.
Если 
то в этом расчетном сечении балки модуль упругости пути равен нулю U2 = 0. Если 
>
, то в этом расчетном сечении балки модуль упругости пути определяется по формуле:
Окончательное значение модуля упругости пути рассчитывается на n-ой последней итерации по формуле:
,
где 
- заданная остаточная деформация пути равная 
.
После определения эквивалентного модуля упругости пути 
рассчитывается эквивалентный упругий прогиб рельса 
и эквивалентный упругий отпор 
.
После определения эквивалентного модуля упругости пути и упругого прогиба рельса в каждом сечении балки проводится расчет напряженного состояния пути аналогично нормативной методики.
В разрабатываемой методике под остаточной деформацией пути понимается остаточная осадка балласта, а основная земляное полотно считается стабильным и исправным.
Для определения остаточной деформации балласта был проведен анализ различных исследований, в результате которого была выбрана зависимость осадки щебня под шпалой в подрельсовой зоне от силы, действующей на железобетонную полушпалу, полученная А.И. Гасановым:
, (2)
где: 
– остаточная деформация пути, см;
а – коэффициент аппроксимации равный 2,45;
Рш – сила действующая на полушпалу, кг/см2;
Р0 – сила действующая на полушпалу, при которой не возникает осадки балласта, 2800 кг/см2.
Уравнение (2) получено в результате обработки лабораторных испытаний балласта проведенных С.Н. Поповым и применимо для чистого воздушно-сухого щебня. Поскольку С.Н. Попов определял интенсивность развития остаточных деформаций балласта после 10 000 пульсаций силы, предполагается, что остаточная деформация балласта, рассчитанная по формуле (2) развивается после 10 000 пульсаций динамической нагрузки от колеса подвижного состава.
Укрупненный алгоритм расчета взаимодействия подвижного состава и пути по предлагаемой методике представлен на рисунке 4.
Рисунок 4 - Укрупненный алгоритм расчета воздействия подвижного состава на путь по разработанной методике
Для проведения расчетов автором была написана программа в среде MatLab, реализующая расчет по указанной методике.
В третьей главе выполнена оценка адекватности предлагаемой методики расчета.
Поскольку разработанная методика включает две модели: одну для определения динамической силы и другую для расчета напряженного состояния и остаточной деформации пути, оценка адекватности предлагаемой методики состоит из двух этапов:
- оценка адекватности определения динамической добавки с использованием принятой линейчатой модели;
- оценка адекватности расчета остаточных деформаций пути с использованием принятой квазистатической модели пути.
Расчет динамической силы в предлагаемой методике осуществляется по формуле (2). Динамическая добавка Pdin определяется как разность динамической силы Р и статической нагрузки на колесо Рст:
.
Значение динамической добавки, рассчитанное по предлагаемой методике, должно находиться в пределах значения добавки, вызванной колебаниями рессорного комплекта (среднего), и максимально вероятного значения этой добавки.
Определить значения средней и максимально вероятной динамической добавки можно с использованием нормативной методики.
Оценка адекватности расчета динамической добавки проводилась при существующей осевой нагрузке 23 т/ось и скоростях движения экипажа 60, 80 и 100 км/ч в качестве перспективной.
Параметры конструкции пути приняты следующие: рельсы Р65, скрепления КБ, шпалы железобетонные, балласт щебеночный чистый, толщина балласта под шпалой 0,4 м, модуль упругости пути 50 и 100 МПа.
На рисунке 5 представлены результаты расчета динамической добавки по предлагаемой и нормативной методике.
Рисунок 5 – Расчетные значения динамической добавки, кН
Из графиков на рисунке 5 видно, что значения динамической добавки, рассчитанные по предлагаемой методике, находятся в пределах между средними и максимальными вероятными значениями. При этом, значения добавок, рассчитанных по предлагаемой методике, отличаются от максимальных вероятных значений не более чем на 6 %.
Из полученных в результате расчетов зависимостей на рисунке 5 можно сделать вывод, что принятая в предлагаемой методике линейчатая модель экипажа адекватна для расчета динамической силы, действующей от колеса на рельс.
Поскольку разработанная методика также позволяет определить остаточные деформации в балластной призме, на втором этапе оценки адекватности разработанной методики проведено сравнение расчетных и экспериментальных параметров остаточных деформаций.
В качестве критериев адекватности модели были приняты величины напряжений в балласте на глубине 40 см от подошвы шпалы в подрельсовой зоне и пропущенный тоннаж, за который просадка развивается от величины, измеренной в начале расчетного периода, до величины, измеренной в конце расчетного периода по данным вагона-путеизмерителя КВЛП-2.0.
Полевой эксперимент автором проведен в 2008 году в рамках выполнения кафедрой «Путь и путевое хозяйство» МИИТа темы «Разработка технических решений по снижению деформативности подшпального основания на маршрутах обращения поездов повышенной массы и длины» на Большом Московском кольце Московской ж.д. (БМО). В ходе эксперимента измерения напряжений в балласте проводились с помощью месдоз, уложенных на глубине 40 см под шпалой в подрельсовой зоне.
На каждом исследуемом участке в соответствии с методикой [115] проводились измерения напряжений в балласте в трех измерительных сечениях: за 12,5 м перед сварным стыком, под первой шпалой с принимающей стороны сварного стыка, за 12,5 м после сварного стыка.
Для измерения фактической колесной нагрузки на шейку рельса наклеивались тензометрические датчики.
Для сравнения расчетных и экспериментальных данных по напряжениям были выбраны опытные участки пути без механических стыков, имеющие превышения среднеквадратического отклонения (СКО) просадок над нормативным значением в соответствии с Техническим регламентом диагностики и режимных наблюдений объектов земляного полотна для постоянной эксплуатации. К ним относятся 44 км ПК1 и 333 км ПК1 2 главного пути участка Детково-Непецино БМО.
Для определения расчетных значений напряжений в балласте необходимо задаться параметрами, характеризующими состояние геометрии рельсовой колеи (ГРК) на момент проведения испытаний. К этим параметрам относятся величины глубин и длин неровностей на поверхности катания рельса и просадок в расчетных сечениях.
Измерение неровностей на поверхности катания рельса проводилось тележкой ТИВИР-2, предназначенной для индикации волнообразного износа на поверхности катания головки рельсов.
Для определения величин просадок на опытных участках была проведена нивелировка пути и обработаны данные вагона-путеизмерителя КВЛ-П 2.0, дата которых принималась ближайшей к дате инструментальных исследований.
В таблице 1 приведены значения длин и глубин неровностей на поверхности катания рельса и вертикальных просадок в измерительных сечениях на рассматриваемых участках.
Таблица 1 – Параметры неровностей на поверхности катания рельса на участках 44 км ПК1 и 333 км ПК1.
| Участок | Номер измерительного сечения | Неровность на рельсе | Просадка | ||
| Длина неров-ности, м | Глубина неровности, мм | Длина просадки, м | Глубина просадки, мм | ||
| 44 ПК1 | 1 | 1,12 | 0,17 | 3,00 | 7,50 |
| 2 св. стык | 0,18 | 0,52 | 4,00 | 6,00 | |
| 3 | 0,82 | 0,23 | 10,00 | 7,00 | |
| 333 ПК1 | 1 | 1,96 | 0,14 | 5,00 | 4,00 |
| 2 св. стык | 0,24 | 0,32 | 5,00 | 2,00 | |
| 3 | 2,16 | 0,12 | 10,00 | 1,00 | |
Расчет напряжений в балласте по предлагаемой методике проводился для грузовых вагонов с тележками ЦНИИ-Х3 при средней измеренной на каждом участке скорости и фактической колесной нагрузке. Параметры конструкции пути следующие: рельсы Р65, скрепления КБ, шпалы железобетонные, балласт щебеночный, толщина балласта под шпалой 0,4 м, расчетный модуль упругости пути 100 МПа. Начальная деформация пути, задавалась как сумма геометрической (на поверхности катания рельса) и силовой (просадка) неровности функцией f(t). Результаты расчетов приведены в таблице 2.
Таблица 2 – Расчетные и измеренные значения напряжений в балласте
| Участок | Измерительное сечение | Средняя измеренная скорость, км/ч | Средняя измеренная нагрузка, т/ось | Просадка, мм | Напряжения в балласте, кПа | |||
| расчетное | измеренное | |||||||
 | СКО |  | СКО | |||||
| 44 км ПК 2 | 1 | 70 | 13,15 | 1,87 | 7,5 | 320 | 311 | 160 |
| 2 св. стык | 6,0 | 451 | 458 | 225 | ||||
| 3 | 7,0 | 322 | 299 | 81 | ||||
| 333 км ПК 1 | 1 | 40 | 13,00 | 2,40 | 4,0 | 270 | 255 | 52 |
| 2 св. стык | 2,0 | 302 | 287 | 66 | ||||
| 3 | 1,0 | 263 | 271 | 49 | ||||
Сравнивая расчетные и измеренные значения напряжений в балласте в таблице 2, получено, что они отличаются друг от друга не более чем на 8 %, что позволяет говорить о достаточной сходимости расчетных и экспериментальных данных.
Поскольку разработанная методика позволяет также оценивать развитие остаточных деформаций пути в зависимости от наработанного тоннажа необходимо оценить точность прогноза их развития.
В вопросах прогнозирования развития остаточной деформации пути особое значение имеет сходимость значений остаточных деформаций для конкретного участка пути, полученных в результате расчетов по разработанной методике, и просадок, измеренных в процессе эксплуатации.
Для сравнения развития просадок были изучены данные вагонов-путеизмерителей КВЛП-2.0, полученные в результате прохода по БМО Московской ж.д. за 2006-2009г. Как правило, при обнаружении просадки II степени, не дожидаясь ее развития до III степени, назначаются работы по выправке пути, поэтому при обработке данных вагона-путеизмерителя выбирались просадки I и II степени и прослеживалось их развитие в процессе наработки тоннажа до достижения величины просадки, соответствующей III степени отступлений. Ограничением при выборе неровностей являлось следующее условие: развитие неровности не должно попадать на период зимы, так как в этот период развития просадок из-за балласта не происходит.
В результате для сравнения было выбрано пять просадок на участках 25 км ПК0+7, 25 км ПК7+30, 40 км ПК5+45, 42 км ПК4+00 и 304 км ПК7+15.
На всех выбранных участках конструкция пути: рельсы Р65, скрепления типа КБ, балласт щебеночный толщиной 0,35-0,5 м. На участках 24, 25, 40 и 42 км грузонапряженность составляет 56,2 млн.т.брутто/км в год, а на участке 304 км 113,8 млн.т.брутто/км в год.
Расчеты проводились при средней осевой нагрузке на полигоне БМО 17 т/ось и установленной на этих участках скорости 80 км/ч (по данным Московской ж.д.). Величина просадки в начальный расчетный период задавалась как исходная функция f(t), и далее проводились циклические расчеты в соответствии с алгоритмом предлагаемой методики (см. рисунок 4) до тех пор, пока ее величина не достигнет значения, измеренного вагоном КВЛП -2.0 в конце расчетного периода. Результаты расчетов представлены в таблице 3.
Таблица 3 – Пропущенный тоннаж, за который просадка II степени переходит в III
| № | км | ПК | Величина просадки, мм | Фактические данные | Расчетный пропущенный тоннаж, млн.т | ||
| Начальная | Конечная | Продолжительность, сутки | Пропу-щенный тоннаж, млн.т | ||||
| 1 | 24 | 0+05 | 15 | 19 | 17 | 2,50 | 2,50 |
| 2 | 25 | 7+30 | 9 | 18 | 30 | 4,59 | 5,00 |
| 3 | 40 | 5+45 | 14 | 18 | 31 | 4,76 | 5,30 |
| 4 | 42 | 4+00 | 7 | 16 | 92 | 9,40 | 10,34 |
| 5 | 304 | 7+15 | 13 | 20 | 65 | 20,3 | 22,70 |
Из анализа данных в таблице 3 видно, что величины расчетного наработанного тоннажа, за который начальная величина просадки достигла величины, измеренной в конце расчетного периода, не отличаются более чем на 11 % от фактического наработанного тоннажа, что позволяет сделать положительный вывод о возможности прогнозирования остаточной деформации пути с использованием разработанной методики. При этом данный прогноз корректен в пределах развития просадки величиной не более 20 мм, что соответствует отступлению III степени.
В четвертой главе представлены результаты численного моделирования с использованием разработанной методики.
В диссертационной работе сделана попытка аналитического прогнозирования пропущенного тоннажа, за который происходит развитие просадки от II к III степени с применением разработанной методики. Как было сказано выше, существует два направления снижения интенсивности развития остаточных деформаций пути, это уменьшение модуля упругости пути и изменение типа рессорного подвешивания тележек. В работе были рассмотрены эти два направления.
В качестве мероприятия по снижению модуля упругости пути рассматривалась конструкция ВСП с применением подшпальных прокладок.
Прогноз развития просадки проводился для грузовых вагонов с тележками ЦНИИ-Х3 при скоростях движения 60, 80 и 100 км/ч и осевых нагрузках 23, 25 и 27 т/ось. Параметры конструкции пути приняты следующие: рельсы Р65, скрепления КБ, шпалы железобетонные, балласт щебеночный, толщина балласта под шпалой 0,4 м, модуль упругости пути 50 и 100 МПа.
Начальная деформация пути была принята равной глубине 15 мм.
Результаты прогноза представлены на рисунке 6.
Рисунок 6 – Прогноз развития просадки пути от II к III степени при модуле упругости пути 100 и 50 МПа
Из анализа графиков на рисунке 6 видно, что при модуле упругости пути 100 МПа повышение осевых нагрузок с 23 до 27 т/ось приводит к сокращению времени развития просадок от II к III степени от 2 до 3 раз. Это связано с повышением динамического воздействия подвижного состава на путь и более интенсивным развитием остаточных деформаций пути. При модуле упругости пути 50 МПа влияние повышения осевых нагрузок не так заметно и наработка тоннажа при росте осевой нагрузки от 23 до 27 т/ось сокращается всего на 20 %,
При этом наработка тоннажа при меньшем модуле и осевой нагрузке 23 т/ось до 1,5 раз, а при 27 т/ось уже до 4 раз больше, чем при модуле 100 МПа.
На основании полученных результатов для участков обращения поездов повышенной массы и длины было рекомендовано конструктивное решение для снижения интенсивности развития остаточных деформаций пути с применением полиуретановых подшпальных прокладок, уменьшающих модуль упругости пути, что вошло в разрабатываемый нормативный документ.
Для оценки влияния типа рессорного подвешивания на развитие остаточных деформаций пути было рассмотрено воздействие на путь тележки ЦНИИ-Х3 и тележек с двухступенчатым рессорным подвешиванием, состоящим из двух ступеней — буксового подвешивания и центрального, работающих последовательно.
Выбор двухступенчатого типа рессорного подвешивания был сделан на основании анализа зарубежного опыта по совершенствованию конструкций грузовых тележек, где данный тип оценивается как наиболее перспективный.
На рисунке 7 представлены результаты прогноза развития просадки от II к III степени от воздействия грузовой тележки с центральным и двухступенчатым рессорным подвешиванием. Расчет проведен при скоростях движения 60, 80 и 100 км/ч и осевых нагрузках 23, 25 и 27 т/ось. Параметры конструкции пути приняты следующие: рельсы Р65, скрепления КБ, шпалы железобетонные, балласт щебеночный, толщина балласта под шпалой 0,4 м, модуль упругости пути 100 МПа.
Рисунок 7 - Прогноз развития просадки пути от II к III степени при центральном и двухступенчатом рессорном подвешивании
Из графиков на рисунке 7 видно, что при двухступенчатом рессорном подвешивании эффект увеличения времени развития просадок от II к III степени по сравнению с тележками ЦНИИ-Х3 сохраняется в интервале осевых нагрузок от 23 до 25 т/ось и позволяет увеличить пропущенный тоннаж до 4 раз.
С дальнейшим ростом осевой нагрузки эффект от применения тележек с двухступенчатым рессорным подвешиванием снижается.
Сравнивая два мероприятия по уменьшению остаточных деформаций пути, можно сделать вывод, что применение тележек с двухступенчатым рессорным подвешиванием при существующих нагрузках 23 т/ось оказывает больший эффект, чем снижение модуля упругости пути до 50 Мпа, а при росте нагрузки до 27 т/ось эти эффекты по величине становятся сопоставимы.
Для более подробной оценки эффективности двух рассмотренных мероприятий требуются экономические расчеты, которые не могут быть проведены без разработанной конструкции двухступенчатого рессорного подвешивания рассмотренного в диссертации.
Заключение
В результате выполненной работы сделаны следующие основные выводы:
- На основе аналитического обзора существующих методик взаимодействия подвижного состава и пути были сформулированы цель и задачи исследования, которые были решены;
- Разработана модель и методика, позволяющая определить остаточную деформацию пути при различных конструкциях ВСП и типах рессорного подвешивания тележек;
- Адекватность разработанной методики подтверждена сравнением:
- динамической добавки, рассчитанной по предлагаемой и нормативной методике;
- значений напряжений в балласте, полученных расчетом и измеренных на опытных участках пути;
- величин пропущенного тоннажа, за который происходит накопление остаточных осадок из II в III степень, полученных расчетным путем и из фактических данных путеизмерительного вагона;
- Получен прогноз развития просадок от II к III степени при скоростях движения 60, 80 и 100 км/ч и осевых нагрузках 23, 25 и 27 т/ось. Рост осевых нагрузок до 27 т/ось сокращает период развития просадки пути от II к III степени до 3 раз;
- Получено, что при современных нагрузках 23 т/ось снижение модуля упругости пути в два раза от нормативного значения в 100 МПа позволяет снизить интенсивность развития остаточных деформаций пути до 1,5 раз, а при увеличении нагрузки до 27 т/ось до 4 раз;
- Применение тележек с двухступенчатым рессорным подвешиванием при существующих нагрузках 23 т/ось оказывает больший эффект, чем снижение модуля упругости пути до 50 Мпа, а при росте нагрузки до 27 т/ось эти эффекты по величине становятся сопоставимы. Для более полной оценки эффективности рассмотренных мероприятий требуются экономические расчеты.
- Предложенная методика позволяет повысить достоверность и обоснованность оценок взаимодействия подвижного состава и пути, а также прогнозировать интенсивность развития остаточных деформаций пути. На стадии проектирования конструкции пути и тележек подвижного состава она позволяет оценить их эффективность с точки зрения накопления остаточных деформаций пути.
Основные результаты диссертации изложены в следующих работах:
- Гречаник А.В. Воздействие на путь грузовых тележек, меры по его содержанию. Труды Научно-практической конференции Неделя науки-2007 «Наука МИИТа – транспорту» М.: 2007 г.
- Гречаник А.В. Требования к грузовым тележкам для снижения воздействия на путь. Сборник материалов IX научно-практической конференции "Безопасность движения поездов" 30-31 октября 2008 г. Москва;
- Гречаник А.В. Влияние высоких осевых нагрузок на состояние пути. Сборник материалов X научно-практической конференции "Безопасность движения поездов" 29-30 октября 2009 г. Москва;
- Гречаник А.В. Перспективные тележки. Путь и путевое хозяйство №4, 2009 г;
- Гречаник А.В. Влияние осевых нагрузок на деформированное состояние пути. Путь и путевое хозяйство №2, 2010 г.
- Гречаник А.В., Замуховский А.В., Шмаков А.П. Оценка методов снижения деформативности подшпального основания. Путь и путевое хозяйство №8, 2010 г.
Гречаник
Александр Викторович
ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ ЖЕСТКОСТИ ПУТИ И РЕССОРНОГО ПОДВЕШИВАНИЯ ТЕЛЕЖЕК НА РАЗВИТИЕ ОСТАТОЧНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ ПУТИ
Специальность 05.22.06 – Железнодорожный путь, изыскание и проектирование железных дорог
Автореферат
| Подписано в печать __________. Тираж 80 экз. Формат бумаги 60х84 1/16. Объем 1,5 п.л. Заказ -________., УПЦ ГИ МИИТ, Москва, 127994, ул. Образцова, д.9, стр. 9. |
диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук
