Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Экспериментальные исследования напряженного состояния боковой рамы 15
1.1. Объект исследования. Методика проведения испытаний 15
1.2. Выбор схем наклейки датчиков. Тарировка измерительных приборов 16
1.3. Выбор схем нагружения и закрепления боковой рамы при проведении эксперимента 21
ГЛАВА 2. Конечно-элементное моделирование боковой рамы. построение расчетной модели - 25
2.1. Выбор и обоснование применяемых конечных элементов 28
2.2. Тестирование выбранных конечных элементов и обоснование выбора густоты конечно-элементной сетки 34
2.3. Описание построения конечно-элементных моделей боковой рамы. 41
2.4. Задание граничных условий (силовых и деформационных) 47
2.5. Расчет боковой рамы на экспериментальные нагрузки 47
2.6. Обработка результатов расчета 49
2.7. Моделирование боковой рамы, участвующей в эксперименте, с учетом ее фактических размеров 55
ГЛАВА 3. Анализ технологических отклонений толщин стенок боковой рамы
ГЛАВА 4. Оценка влияния разброса толщин сечений боковой рамы на НДС 72
4.1. Исследование взаимного влияния сечений друг на друга 73
4.2. Определение расчетных нагрузок в соответствии с «Нормами МПС» 79
4.3. Определение границ рассеивания напряжений в опасных сечениях рамы за счет рассеивания толщин стенок рамы 87
Результаты работы и основные выводы 94
Список литературы
- Выбор схем наклейки датчиков. Тарировка измерительных приборов
- Выбор схем нагружения и закрепления боковой рамы при проведении эксперимента
- Задание граничных условий (силовых и деформационных)
- Определение расчетных нагрузок в соответствии с «Нормами МПС»
Введение к работе
Актуальность темы. Боковая рама тележки грузового вагона 18-100 является сложной и ответственной литой деталью, от надежной работы которой зависит безопасность движения. Оценка ее напряженного состояния должна выполняться с высокой точностью, так как недостаточная прочность боковой рамы создаст угрозу безопасности движения поездов, а излишняя - увеличит массу этой, обычно необрессоренной, части вагона, что приведет как к увеличению затрат на производство, так и к дополнительному динамическому воздействию на буксы, колеса и рельсовый путь.
Боковые рамы подобной конструкции выпускаются уже более 50 лет. За это время конструкция неоднократно подвергалась модернизации. Постоянный рост осевых нагрузок, скоростей движения, интенсификации маневровых операций, по всей вероятности, потребует совершенствования конструкции и в дальнейшем.
В настоящее время исследуется возможность внедрения в грузовом вагоностроении буксового узла с подшипником кассетного типа. Один из вариантов тележки, спроектированной под новый подшипник, является модернизацией тележки 18-100.
В условиях рыночного производства необходимо не только изготавливать продукцию высокого качества, но и иметь возможность выпускать ее с наименьшими затратами при минимальных сроках проектирования и освоения производства. Решить эту задачу можно только при наличии надежных методов оценки напряженно-деформированного состояния (НДС) и оптимизации на стадии проектирования. Это позволит резко сократить объем и продолжительность натурных экспериментов за счет численного моделирования.
Решение этих проблем требует развития и совершенствования методов определения НДС, разработки рекомендаций по выбору расчетных схем для таких сложных объектов, какими являются рамы тележки грузового вагона, что делает актуальными исследования в этой области.
Цель и задачи работы. Целью диссертационной работы является разработка и выбор уточненных расчетных моделей для оценки напряженно-деформированного состояния боковой рамы тележки грузового вагона и оценка влияния некоторых технологических факторов на распределение напряжений в ней.
Для достижения цели в работе поставлены и решены следующие задачи:
-
Проведение экспериментального исследования НДС при статическом нагружении на натуральной балке в лаборатории кафедры «ДПМ» (БІТУ).
-
Разработка конечно-элементных моделей боковой рамы на базе
использования конечных элементов разных ти iQft.- мдммпиТлГиТГ]
О»
*sfcgg,|
-
Оценка технологического разброса параметров сечений боковой рамы.
-
Оценка влияния рассеивания толщин стенок поперечньж сечений на изменение напряженно-деформированного состояния боковой рамы.
Объектом исследований является боковая рама тележки 18-100 грузового вагона.
Общая методика исследования.
При расчетном определении напряжений использовался метод конечных элементов, реализованный в программном комплексе ANSYS 7.0 для ПЭВМ. Статистический анализ выполнен средствами пакета Microsoft Office. Экспериментальное определение напряжений выполнено на натурной раме с использованием стандартных методов тензометрирования.
Научная новизна:
разработаны конечно-элементные модели с использованием оболочечньж и объемных конечньж элементов, установлены область применения оболочечньж элементов при определении НДС деталей типа боковьж рам и степень соответствия между результатами расчета и эксперимента;
установлено, что напряжения в сечении рамы определяются, прежде всего, толщиной стенки в этом же сечении и практически не зависят от рассеивания толщин в других сечениях;
с учетом рассеивания толщин стенок определены законы распределения напряжений при действии эксплутационных нагрузок;
- определены границы рассеивания напряжений в опасных сечениях,
обусловленные рассеиванием толщин стенок.
Достоверность научных результатов обусловлена применением современных методов анализа НДС и аппарата математической статистики, результатами численньж экспериментов, которые хорошо согласуются с результатами экспериментального исследования.
Практическая ценность.
Выявлено, что одним из существенных факторов, влияющих на соответствие расчетньж и экспериментальньж значений напряжений, является отклонение реальных толщин стенок рамы от номинальных значений.
Определены параметры статистического распределения толщин стенок в отдельных сечениях боковьж рам, изготовленньж в условиях серийного производства на БСЗ.
Показано, что технологическое рассеивание толщин приводит к существенному повышению массы и несущей способности боковьж рам.
Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на следующих конференциях:
XIV международной научно-технической конференции «Проблемы развития рельсового транспорта», г. Ялта, Украина, 2004 г. [1];
Международной научно-практической конференции «Подвижной состав железнодорожного транспорта», посвященной 100-летию профессора Н.З.Криворученко, г. Гомель, Белоруссия, 2004 г.[2].
Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 4 печатных работы.
Структура и объем диссертации. Работа включает введение, 4 главы, заключение, библиографический список из 52 наименований и 3 приложения. Общий объем диссертационной работы составляет 137 страниц, включая 69 рисунков и 37 таблиц в текстовой части.
Автор выражает глубокую признательность кандидату технических наук, доценту АА Ольшевскому за научные консультации и помощь в выполнении работы.
Выбор схем наклейки датчиков. Тарировка измерительных приборов
Наряду с теоретическими методами исследования НДС боковых рам применялись экспериментальные методы. Многие исследователи занимались проблемой повышения долговечности боковой рамы [8, 11, 16, 19, 21, 24, 30, 32, 33, 35, 38, 41, 42]. Экспериментальные работы в основном были связаны с циклической нагрузкой, возникающей в элементах вагона при движении поезда. Оценивалась циклическая трещиностойкость элементов боковой рамы. Некоторые исследования были связаны с прогнозированием ресурса технических систем и их элементов на стадии эксплуатации (остаточного ресурса), решались вопросы о возможности продления эксплуатации объектов, отработавших первоначально назначенный срок службы.
Внедрение результатов этих исследований позволило сократить число трещин в углах рессорного проема и во внутреннем углу буксового проема. Так Н.Н. Невзорова занималась исследованием влияния переменных нагрузок на боковую раму [17]. Ею было проведено тензометрирование боковых рам на стенде при приложении вертикальной нагрузки.
В 1976 году кафедрой «ДИМ» (БИТМ) совместно с БСЗ были проведены научно-исследовательские работы по повышению надежности крупных стальных отливок грузовых вагонов [34]. В ходе этой работы был проведен анализ технологических дефектов, их распределение в боковой раме, а также металлографический анализ структуры металла в зоне горячих трещин. В рамках этой работы были проведены усталостные испытания боковой рамы. Испытания боковой рамы при статических нагрузках были направлены на исследование напряженного состояния внутреннего угла буксового проема и возможности его усиления. В 1982-1983 гг. отделением вагонного хозяйства ВНИИЖТ проводились исследования напряженного состояния литых деталей тележек при эксшгута-ционных нагрузках на ось 220 кН [1].
Специалисты ГосНИИВ неоднократно предлагали меры по повышению эксплутационной надежности боковых рам. При усталостных испытаниях боковых рам по действующим методикам трещины выявляются в зонах внутреннего угла буксового проема и нижнего угла рессорного проема, а также в наклонном поясе, в то время как в эксплуатации наблюдается появление трещин в других зонах.
Так по результатам дефектоскопирования боковых рам тележек модели 18-100 за период с 1997 по 2003 год в Витебском вагонном депо [53] из 19465 было забраковано 93 боковых рамы, в том числе, по следующим повреждениям: в наружном углу буксового проема - 32%, продольная трещина в надбук-совой области - 39,3%, во внутреннем углу буксового проема - 14,2%, в нижней части рессорного подвешивания - 7,4%. Важно отметить, что повреждения отмечены у рам, находившихся в эксплуатации менее 10 лет. Аналогичная картина наблюдается и по другим вагонным депо. В связи с этим, одним из важных направлений исследования боковых рам является выявление причин их разрушения в эксплуатации с целью совершенствования конструкции.
Одной из заметных работ, выполненных в этом направлении, является работа Б.В. Харитонова [50]. В ней анализируются повреждения в наружном углу буксового проема и в надбуксовой области. Проведенные им исследования помогли выявить причины повреждений в этих областях. Было установлено, что одной из наиболее вероятных причин образования трещин в зоне наружного угла буксового проема боковых рам тележек является воздействие продольных сил, возникающих при торможении вагона с помощью балочных вагонных замедлителей на сортировочных горках и при соударении вагонов в подгорочном парке. Также было установлено, что наибольшие напряжения в зоне наружного угла буксового проема при взаимодействии колеса вагона и тормозных шин замедлителя соответствуют моментам трогания вагона с за 12 торможенного замедлителя. В этом случае максимальные напряжения в зоне наружного угла буксового проема тележки достигали величины 350 МПа, что более чем в 1,5 раза превышает допустимый предел 230 МПа. Помимо экспериментальных исследований Б.В. Харитоновым было проведено конечно-элементное моделирование буксовой части боковой рамы. При этом использовался четырехузловой оболочечный элемент, который учитывает деформации сдвига. Результаты расчета хорошо согласуются с экспериментальными данными.
По результатам проведенных исследований Б.В. Харитоновым было сделано заключение, что напряжения в зоне наружного угла буксового проема не будут превышать допустимые при всех режимах движения вагона по заторможенному замедлителю, если величина продольной силы будет меньше 80 кН. Эта нагрузка включена в «Нормы МПС», как одна из составляющих нагрузок первого расчетного режима.
Несмотря на большой объем работ, выполненных по теоретическим и экспериментальным исследованиям боковых рам, не все вопросы были исследованы достаточно полно. В частности, из-за того, что значительная часть теоретических исследований была выполнена достаточно давно, в них не в полной мере отражено применение для расчета НДС подробных схем МКЭ (метода конечных элементов), соответственно не выяснена необходимая степень детализации модели, возможность применения оболочечных элементов, степень точности полученных результатов.
Для литейного производства характерно довольно значительное отклонение толщины стенок от номинальных размеров, особенно при изготовлении таких крупных и сложных отливок, какой является боковая рама. Однако влияние рассеивания толщин стенок в условиях серийного производства на НДС в литературе не рассматривалось.
Выбор схем нагружения и закрепления боковой рамы при проведении эксперимента
При изгибе швеллера расхождение между аналитическим и расчетным значением для пластинчатой модели составило от 0,04 до 0,7 % , а для объемной модели от 0,009 до 1,5 %.
Полученные результаты расчета показывают, что при использовании объемных конечных элементов с характерными размерами в пределах от 1 до 2,5 см, НДС определяется достаточно точно. При использовании оболочечных элементов этот размер достаточен только для моделирования изгиба, однако напряженное состояние при стесненном кручении отражается неверно, причем за счет увеличения количества элементов это исправить нельзя. Такое напряженное состояние для рамы, по-видимому, не является характерным, особенно при вертикальной нагрузке, для которой выполнен эксперимент.
Для формирования конечно-элементной модели сложных объектов можно использовать два подхода. Первый из них - непосредственное формирование сетки узлов и конечных элементов. Второй - использование специальных программ авторазбивок, которые формируют сетку конечных элементов на основе предварительно созданной геометрической модели объекта. Непосредственное формирование сетки конечных элементов для сложных объектов очень трудоемко и поэтому в современных программных пакетах практически не используется.
Геометрическая модель может быть создана с использованием целого ряда программных пакетов, предназначенных для проектирования (AutoCAD, Autodesk Mechanical Desktop, Catia, Pro/ENGINEER и др) или средствами геометрического моделирования, входящего в состав пакетов МКЭ.
В ANSYS существуют два способа получения модели: твердотельное моделирование и импорт модели.
При твердотельном моделировании мы имеем дело непосредственно с геометрической моделью, не обращаясь к специфическим объектам (узлам и элементам) конечно-элементной модели. В программе ANSYS доступны следующие два способа твердотельного моделирования: нисходящий и восходящий. В первом случае указывается только самый высокий порядок сложности объектов модели (сферы и призмы, т.е. формы, которые называются геометрическими примитивами). Во втором случае модель строится, начиная с объектов самого низкого порядка. Сначала задаются ключевые точки, затем связанные с ними линии, поверхности и объемы.
Для построения геометрической модели боковой рамы был использован восходящий способ создания объекта. При создании геометрической и конечно-элементной модели были рассмотрены две расчетные схемы: пространственная конечно-элементная модель с использованием оболочечного элемента «SHELL93» и объемная конечно-элементная модель с использованием тетраэдрального элемента «SOLID92».
Рассмотрим упрощения, допущенные при проектировании расчетных схем: 1. Боковая рама рассматривается как объект симметричный в продольном и поперечном направлениях. Симметрию геометрической модели нарушают: кронштейны крепления рычажной передачи тормоза, расположенные с одной стороны рамы в верхних углах рессорного проема, несимметричность внутренней и внешней площадки, служащей опорой рессорного комплекта. 2. Участки сечений с литейными радиусами менее 10 мм моделировались как прямоугольные. 3. Технологические ребра жесткости, размеры которых отсутствуют на чертеже, не моделировались. 4. Материал, из которого изготовлена боковая рама, рассматривался как изотропный с модулем упругости Е = 2Л0иПа и коэффициентом Пуассона v = 0,3. Изменение свойств материала за счет литейных дефектов (раковины, пористость и др.) не учитывалось. При формировании обол очечной схемы принципиально важным является соблюдение 3 условий: 1. задание положения и формы срединной поверхности; 2. задание закона изменения толщины; 3. сопряжение поверхностей на участках со сложной геометрией. Рассмотрим каждое из этих условий в отдельности. При создании оболо чечной геометрической модели положение срединной поверхности было выбрано проходящим через центр толщины стенки поперечного сечения. Построение ребер плоскостей в поперечном сечении показано на рис. 2.11. Точки с 1 по 6 - это центры толщин стенок сечения. Линии с 7 по 9 - ребра плоскостей, образующих модель сечения.
Для выполнения расчета в конечно-элементной модели должны быть указаны граничные условия: силовые и кинематические. Кинематические краевые условия - это наложенные на систему связи, с помощью которых учитывают существующие условия закрепления, свойства симметрии и т.д. Силовые условия учитывают приложенные к системе внешние силы. Краевые условия для разных расчетов принимались различными и будут описаны ниже. Рассмотрим расчетную схему, применявшуюся для сравнения экспериментальных данных и численного расчета.
Опишем наложение связей на объемную модель. В плоскостях симметрии боковая рама была закреплена связями, ограничивающими перемещение точек объекта в направлениях нормалей этих плоскостей (рис. 2.16.а). При моделировании связей боковой рамы в буксовом проеме учитывались условия опирання при экспериментальных исследованиях (описаны выше). При эксперименте опирание боковой рамы производилось на кольцо со сферическими поверхностями, поэтому учитывалось, что при вертикальном нагружении опирание будет происходить по всему периметру кольца. В связи с этим моделирование закрепления в буксовом проеме производилось в одной точке, а в остальных точках опирання прикладывались силы, направленные по нормали к поверхности наложения связей по линии, изображенной на рис. 2.16.Ь. a)
Нагрузка прикладывалась как распределенная на поверхность, соответствующую поверхности опирання пружинного комплекта боковой рамы. Схема приложения нагрузки представлена на рис. 2.17. Общее усилие составило 300 кН.
Для сопоставления результатов расчета с экспериментом сравниваемые деформации должны соответствовать одинаковым направлениям. Направление осей датчиков в разных сечениях различаются. При проведении расчета мы получили деформации и напряжения в глобальных осях координат и их надо преобразовать к направлениям, соответствующим расположениям датчиков с помощью формул преобразования. Преобразование из глобальных координат в локальные было проведено помощью выражения (2.7):
Задание граничных условий (силовых и деформационных)
Среднее отклонение условных напряжений объемной модели, построенной по замерам исследуемой балки, от экспериментальных напряжений равно 14,4%, а среднеквадратичное отклонение - 18%. Среднее отклонение расчета объемной модели с номинальными размерами от расчета объемной модели с фактическими размерами составляет 16,5%, а среднеквадратичное отклонение 17,8%о. При исключении точек, в которых наблюдается напряжение ниже 20 МПа, получаем, что среднее отклонение условных напряжений объемной модели с фактическими размерами отличается от экспериментальных напряжений на 11,4%о, а среднее отклонение расчета объемной модели с номинальными размерами от расчета объемной модели с фактическими размерами на 12,5%.
По результатам расчета были построены эпюры напряжений по сечениям для эксперимента, расчета балки с номинальными толщинами и расчета балки с фактическими значениями толщин стенок сечений (рис. 2.22).
На основе выполненных замеров и расчетов можно сделать вывод о том, что фактические толщины отличаются от номинальных до 85% и это отклонение толщин может быть учтено при расчетах. Расчетные напряжения в этих случаях лучше согласуются с экспериментальными данными, а изменение расчетных напряжений в отдельных точках превышает 43,4%.
В главе 2 было установлено, что испытанная рама имеет толщины, значительно отличающиеся от указанных на чертеже, и это обстоятельство сказывается на напряженном состоянии. Поэтому сделана попытка оценить величину отклонения толщин стенок рамы в условиях производства и проанализировать влияние этих отклонений на уровень напряжений в раме.
На БСЗ проводят периодический контроль, при котором ежемесячно одна рама подвергается испытаниям на разрушающие нагрузки, после которых рама разрезается и производится замер толщин стенок.
При замерах оценивают толщины в 9 сечениях, где в каждом сечении рассматривается от 5 до 8 мест. Схема расположения сечений и точек измерения приведена на рис. 3.1. Нам удалось получить результаты этих замеров за период с января 2002 г. по сентябрь 2003 г. Сводная таблица замеров приведена в приложении 1. Статистическая обработка результатов замеров позволила установить пределы замеров толщин по каждой точке, положение поля рассеивания относительно номинального размера, закон распределения толщин и взаимную связь толщин между отдельными точками и сечениями. В приложении 1 приведены распределения толщин с разбиением области значений на 5 участков, в каждом из которых подсчитывалось количество рам с толщиной стенки, попадающей в границы интервала.
Наименование сечений принято в соответствии с актами замеров толщин, полученных от БСЗ. Здесь сечениям В - В, Г- Г соответствуют сечения М - М и 3 - 3, принятые нами ранее.
На оси абсцисс на диаграммах вертикальной линией обозначен номинальный размер в рассмотренной точке. На основе анализа гистограмм можно сказать, что большая часть замеров находится выше номинального размера, а распределение носит в основном, унимодальный характер. Наибольшее отклонение максимального размера от минимального, а также другие параметры представлены в таблице 3.1. Максимальное отличие номинального размера от фактического составило 76,92%. Таблица 3.1 Анализ отклонения толщин по сечениям балки.
Максимальные значения по сечениям балки, % Отклонение А-А Б-Б В-В г-г д-д максимального относительно минимального размера 55,00 31,03 82,61 68,00 81,82 медианного значения толщины относительно номинального значения 24,53 13,51 13,25 16,13 25,71 максимального относительно номинального значения 55,00 25,00 61,54 31,25 76,92
Однако для проведения полноценного статистического анализа свойств исследуемой генеральной совокупности, основанной на этой характеристике, нам необходимо знать ее статистические свойства. Это позволит судить о точности приближения. Для утверждения о линейной зависимости или независи 66 мости между точками необходим критерий, определяющий значимость каждого коэффициента корреляции для выборки. Определим минимальную величину коэффициента корреляции, превышение которой служит основанием для утверждения о существенности полученного коэффициента корреляции. Минимальная величина коэффициента корреляции гш вычисляется по формуле (3.2). где стг - среднеквадратическая ошибка коэффициента корреляции. Считают [40], что если / превышает 2, то с вероятностью, равной 0,95 и выше, можно утверждать значимость величины полученного коэффициента корреляции. Поэтому, решая квадратное уравнение (3.4) относительно г, получаем: При объеме выборки п = 20 пороговое значение коэффициента корреляции -=0,38. Коэффициенты парной корреляции, указывающие наличие взаимосвязи между рассматриваемыми толщинами точек, вынесены в приложение 2.
Корреляционный анализ показал, что в сечениях балки взаимосвязь осуществляется только между отдельными точками одного сечения. Большинство точек, замеренных в отдельном сечении, практически независимы, связи между толщинами в разных сечениях не наблюдается.
В качестве примера рассмотрим коррелированность некоторых толщин точек сечения А-А (левая сторона). В таблице 3.1 представлены результаты корреляции, приведены только те позиции, значения которых превышают пороговое значение коэффициента корреляции г п = 0,38.
Определение расчетных нагрузок в соответствии с «Нормами МПС»
Как видно из графиков изменение толщины стенок на 25% приводит к примерно такому же изменению напряжения в этом сечении, а в остальных сечениях изменения в основном не превышают 5% при действии вертикальной нагрузки. При действии горизонтальной нагрузки картина чувствительности аналогична за исключением области А-А, где изменение толщины стенки в сечении приводит к изменению напряжений в сечении Л-Л (точки 16, 17, 18) до
Это позволяет сделать вывод о том, что в боковой раме, представляющей массивную отливку, влияние сечений друг на друга выражено слабо, поэтому для получения экстремальных напряжений, в каком либо сечении, практически достаточно подобрать экстремальные значения толщин в этом сечении. Для более строгого расчета необходимо моделировать раму и учитывать влияние сечений на НДС.
В соответствии с «Нормами МПС» для расчета и проектирования вагонов установлены два основных и один дополнительный расчетные режимы.
Первому расчетному режиму для грузовых вагонов соответствуют силы, возникающие при трогании состава повышенной массы и длины с места и его осаживании, при производстве маневровых работ и соударении вагонов, при экстренном торможении в поездах, движущихся с малыми скоростями.
Второй дополнительный расчетный режим устанавливается для отдельных типов вагонов. Ему соответствуют силы, создающие неблагоприятное сочетание нагрузок для данного типа вагона (при ремонтных операциях, погру-зочно-разгрузочных работах и т.д.).
Третьему типу расчета в условиях эксплуатации соответствуют силы, возникающие при движении вагона в составе поезда по прямым, кривым участкам пути и стрелочным переводам с допускаемой скоростью вплоть до конструкционной при периодических умеренных рывках и толчках, нормальной работе механизмов и узлов грузовых и пассажирских вагонов.
Поскольку изменение напряжений за счет изменения толщин может проявиться прежде всего при нагружении циклическими нагрузками, то смоделируем боковые рамы с экстремальными размерами сечений и оценим распределение напряжений при воздействии нагрузок III расчетного режима.
В соответствии с нормами при III расчетном режиме к боковой раме должны быть приложены следующие нагрузки: 1. продольные нагрузки силы инерции массы тележки; 2. вертикальная статическая сила тяжести кузова брутто и соответствующих элементов тележки; 3. вертикальная динамическая нагрузка; 4. боковая нагрузка. Расчетные формулы для определения каждой из этих нагрузок приведены в «Нормах МПС». Проведем расчет каждой нагрузки в отдельности. Вертикальная нагрузка при III расчетном режиме Рш=Рст+ +Рцб, (4.1) где Рш - вертикальная статическая сила тяжести кузова, Pd - вертикальная динамическая нагрузка, Рцб - вертикальная добавка от действия боковых сил. Вертикальная статическая нагрузка, действующая от кузова вагона брутто, определяется по формуле где кдв - среднее вероятное значение коэффициента вертикальной динамики; /? - параметр распределения, для грузовых вагонов при существующих условиях эксплуатации р = 1,13. При оценке прочности вагонов по допускаемым напряжениям, принятым согласно расчетному режиму, принимается pik ) = 0,97.
Боковые нагрузки на боковую раму возникают при движении вагона по кривым участкам пути. В этом случае на переднее по ходу движения колесо действует направляющая сила рельса, которая вызывает рамную силу Нр, приложенную к буксовому проему боковой рамы, определяемую по формуле: Нр=Ро-кдг, (4.8) где р0 - расчетная статическая осевая нагрузка, кдг - коэффициент горизонтальной динамики.
Значение коэффициента горизонтальной динамики определяется по формуле: где к5г - среднее вероятное значение коэффициента горизонтальной динамики, р{кдг) - расчетная вероятность, при расчетах на прочность принимаемая равной 0,97.
Среднее вероятное значение коэффициента горизонтальной динамики определяется по формуле: k = b-S-(5+v), (4.10) где Ъ - коэффициент, учитывающий влияние числа осей в тележке (определяется по формуле 4.7); S - коэффициент, учитывающий тип ходовых частей вагона, принимаемый для грузовых вагонов на безлюлечных тележках - 0,003; v - скорость движения вагона, м/с. Центробежная сила Нцб, возникающая при движении в кривых участках пути и направленная наружу кривой, вычисляется следующим образом:
Боковая сила, непогашенная возвышением наружного рельса в кривой и равная разности центробежной силы и горизонтальной составляющей силы тяжести, возникающей вследствие возвышения наружного рельса над внутренним, с учетом коэффициента динамики для грузовых вагонов принимается равной 7,5% от силы тяжести вагона брутто (77 = 0,075 ).
