Justification for reducing the weight of the frame of the platform car for transporting containers in modular electric freight trains

Full Text

ВВЕДЕНИЕ

Масса грузового поезда – один из важнейших показателей мощности транспортной системы, уровня экономического, технического и технологического развития железных дорог [2]. Экстенсивное наращивание массы грузовых поездов неизбежно приводит к дополнительным финансовым и временным затратам, особенно резко увеличивающимися при внедрении тяжеловесного, длинносоставного движения. Освоить необходимые объемы перевозок грузов позволит внедрение вагонов и тяговых средств с пониженным коэффициентом тары. К таковым можно отнести моторвагонные грузовые поезда (МГЭП). За счет распределения тяговой мощности по составу у МГЭП возникают гораздо меньшие внутренние кинетические силы в автосцепках как внутри одного тягового модуля, так и в целом по поезду. Под тяговым модулем понимается сцеп из моторного и допустимого к нему количества прицепных вагонов рассчитанных согласно [3].

При применении МГЭП возможна отмена ограничений на курсирование поездов повышенной массы при температурах наружного воздуха ниже -30 ^оС [4], поскольку за счет уменьшенных нагрузкок на автосцепное устройство и раму вагонов могут быть снижены требования к прочности металла. За счет большего количества обмоторенных осей у МГЭП возможно применение электродинамического тормоза в гораздо более широком диапазоне скоростей, так как внутренние кинетические силы значительно ниже. Это позволит улучшить управляемость поездом, отменить ограничения на обращение поездов повышенной массы и длины на участках с затяжными спусками до 0,012, которое действует для поездов локомотивной тяги [5].

У тяжеловесных поездов локомотивной тяги силы инерции, возникающие при торможении, многократно превышают силы сцепления головного локомотива с железнодорожным полотном. Следовательно, реализация электродинамического торможения особенно с низких скоростей (от 40 км/ч и менее) невозможна, поскольку при таком торможении (особенно если движение происходит в кривой) поезд может потерять продольную устойчивость [6].

АНАЛИЗ

Наибольшие усилия в автосцепках возникают при трогании поезда с места. Нами были произведены сравнительные расчеты напряжений в автосцепках на руководящих подъемах участков Медвежья Гора – Новый Поселок Октябрьской ж.д. и Кривенковская – Гойтх Северо-Кавказской ж.д. для МГЭП и поездов, ведомых электровозами 3ЭС5К и 3ЭС4К соответственно. Для предупреждения разрыва поездов наибольшая суммарная сила тяги локомотивов, находящихся в голове поезда, при трогании поезда с места определяется исходя из максимально допустимой продольной силы на автосцепке при трогании, равной 950 кН, а наибольшая суммарная сила тяги при разгоне и движении по труднейшему подъему определяется исходя из максимально допустимой продольной силы на автосцепке, равной 1300 кН. Расчеты производились согласно [7].

 

Таблица 1. Сравнительные тяговые расчеты на участке Медвежья Гора – Новый Посёлок

Наименование	Единицы измерения	3ЭС5К	МГЭП	Отклонение, раз
Руководящий подъем	тыс.	12,5	12,5	-
Количество тяговых единиц (моторных вагонов/электровозов)	шт.	1	7	-
Масса перевозимого груза	т	3935	3996	0,98
Масса состава (прицепных вагонов)	т	5400	5100	-
Количество прицепных вагонов	шт.	65	62	1,05
Масса прицепных вагонов, приходящихся на 1 тяговую единицу (моторный вагон/электровоз)	т	5400	728,6	7,4
Удельное сопротивление прицепных вагонов при трогании с места на роликовых подшипниках	Н/т	9,9	9,9	-
Общее сопротивление состава/прицепных вагонов модуля при трогании, Wсост	кН	1179	158	7,4

 

Таблица 2. Сравнительные тяговые расчеты на участке Кривенковская – Гойтх

Наименование	Единицы измерения	3ЭС4К	МГЭП	Отклонение, раз
Руководящий подъем	тыс.	18,4	18,4	-
Количество тяговых единиц (моторных вагонов/электровозов)	шт.	1	7	-
Масса перевозимого груза	т	2441	2441	-
Масса состава (прицепных вагонов)	т	3300	3050	-
Количество прицепных вагонов	шт.	40	37	1,08
Масса прицепных вагонов, приходящихся на 1 тяговую единицу (моторный вагон/электровоз)	т	3300	436	7,6
Удельное сопротивление прицепных вагонов при трогании с места на роликовых подшипниках	Н/т	9,8	9,8	-
Общее сопротивление состава/прицепных вагонов модуля при трогании, Wсост	кН	914	120	7,6

Таким образом, при эксплуатации МГЭП при соблюдении условия прочности возможно уменьшить нагрузку на автосцепное оборудование и металлоконструкцию рамы прицепного вагона-платформы (далее по тексту рамы) более чем в 7 раз, что позволит снизить массу тары поезда.

Проанализируем режим нагружения рамы квазистатической продольной нагрузкой с учетом эксцентриситета в сочетании с действием силы тяжести. В соответствии с «Нормами для расчета и проектирования вагонов, железных дорог МПС колеи 1520 мм (несамоходных)» [8] для грузовых вагонов, эксплуатируемых на путях общего пользования величина квазистатической сжимающей нагрузки принимается равной 2500 кН. Согласно прогнозируемых условий эксплуатации и необходимому запасу прочности рамы предположим снижение этой величины до 400 кН (в 6,25 раза).

Чтобы оценить возможное уменьшение массы металлоконструкции рамы, рассмотрим схематичную конструкцию рамы. Данная конструкция будет включать в себя стандартные консоли, шкворневые узлы, две боковые балки и хребтовую. Для возможности облегчения исследуем центральную часть рамы, а именно хребтовую и боковые балки между шкворневых узлов, так как именно их конструкция определяется условием прочности. Хребтовая балка состоит из двух профилей двутаврового сечения. Боковые балки также представлены сечением двутавр. Примем, что размеры двутавра хребтовой и боковой балки совпадают.

На Рис. 1 представлена конструкция средней части рамы в сечении.

 

 

Рис. 1. Конструкция средней части рамы в сечении

 

На Рис. 2 представлено сечение двутавра с буквенными обозначениями его геометрических характеристик.

 

Рис. 2. Сечение двутавра

 

Инерционные характеристики сечения двутавра приведены ниже.

Площадь сечения двутавра определяется по формуле:

$S_1=ah+b(H-h).$ (1)

Момент инерции сечения двутавра определяется по формуле:

$I_1=\frac{a{h}^3}{12}+\frac{b}{12}(H^3-h^3).$ (2)

Обозначения, использованные в формулах (1), (2), приведены на Рис. 2.

Максимальные напряжения $\sigma$ в конструкции рамы будут складываться из напряжений от продольного усилия ${\sigma }_N$, изгибными напряжениями влиянием эксцентриситета ${\sigma }_e$ и изгибными напряжениями от веса контейнеров ${\sigma }_{р}$.

$\sigma ={\sigma }_N+{\sigma }_{е}+{\sigma }_{Р}.$ (3)

Напряжения от продольного усилия определяется по формуле:

${\sigma }_N=\frac{N}{S},$ (4)

где N – продольная нагрузка, S – площадь сечения рамы, складывается из площадей сечений боковых и хребтовой балки.

 

Напряжениe от влияния эксцентриситета определяется по формуле:

${\sigma }_{е}=\frac{е\cdot N}{W},$ (5)

где e – эксцентриситет сжимающей нагрузки, W – момент сопротивления рамы.

 

Напряжениe от веса контейнеров определяется по формуле:

${\sigma }_P=\frac{M}{W},$ (6)

где M – момент от действия веса контейнеров.

 

Момент сопротивления рамы определяется по формуле:

$W=\frac{I}{{у}_{\max }}$ (7)

где y _max – расстояние до наиболее удаленной точки, для двутавра определяется по формуле:

${у}_{\max }=\frac{Н}{2}$ (8)

 

I – момент инерции сечения рамы складывается из моментов инерции сечений боковых и хребтовой балки.

 

Момент от действия веса контейнеров определялся по формуле:

$M=\frac{P}{4l}$ (9)

где P – нагрузка от веса контейнеров, приходящаяся в центральную часть рамы. При перевозке двух контейнеров длинной 20 футов и массой 30,48 т, нагрузка будет равняться Р = 299 кН; l – база вагона, принимаем равной l = 7,8 м.

В качестве исходной конструкции, удовлетворяющей критерию прочности при нагрузках в соответствии с «Нормами…» [8] принимается рама с характеристиками двутавра, приведенными в Табл. 3.

 

Таблица 3. Характеристики двутавра исходной конструкции рамы.

Обозначение параметра	Значение, м
a	0,19
b	0,012
h	0,566
H	0,6

 

В качестве облегченной конструкции рассмотрим три варианта конструкции рамы:

• Рама без хребтовой балки.
• Рама без боковых балок.
• Рама с уменьшенными по высоте двутаврами в сечении боковых и хребтовой балок.

Высота двутавра выбрана так, чтобы напряжения в облегченной конструкции оставались на уровне с исходной.

Для оценки уменьшения массы металлоконструкции рамы будем рассматривать центральную часть. Масса этой части определяется по формуле:

$m=\rho S$ (10)

где $\rho$ – плотность стали, принимается = 7800 кг/м².

Результаты расчета параметров рассмотренных конструкций приведен в Табл. 4.

 

Таблица 4. Сравнительные результаты расчета рам вагонов

Наименование параметра	Обозначение параметра	Единицы измерения	Исходный вариант рамы	Облегчённый вариант рамы
				Вар. 1	Вар. 2	Вар. 3
Высота двутавра	$H$	м	0,6	0,6	0,6	0,32
Количество двутавров	$n$	–	4	2	2	4
Площадь сечения двутавра	$S_1$	м2	0,013	0,013	0,013	0,01
Площадь сечения рамы	$S$	м2	0,05	0,03	0,03	0,04
Момент инерции двутавра	$I_1$	м4	0,0007	0,0007	0,0007	0,00017
Момент инерции рамы	$I$	м4	0,0029	0,0015	0,0015	0,00069
Момент сопротивления рамы	$W$	м3	0,0097	0,0049	0,0049	0,0043
Продольная нагрузка	$N$	кН	2500	400	400	400
Эксцентриситет	$e$	м	0,15	0,15	0,15	0,01
Напряжения от продольного усилия	${\sigma }_N$	МПа	47,16	15,08	15,08	10,11
Напряжения от эксцентриситета	${\sigma }_e$	МПа	38,54	12,32	12,32	0,93
Напряжения от веса контейнеров	${\sigma }_p$	МПа	59,87	119,74	119,74	135,74
Максимальные напряжения	$\sigma$	МПа	145,54	147,16	147,16	146,78
Массы металло-конструкции центральной части	$m$	кг	3225	1612	1613	2407

 

Как видно из результатов расчетов, наиболее благоприятным с точки зрения облегчения рамы, является вариант выполнения рамы без хребтовой или шкворневых балок. В этом случае напряжения в конструкции остаются на том же уровне, но масса снижается на 1,6 т.

Так как при данной конструкции наибольший вклад по напряжениям вносят нагрузки от веса контейнера, действующие на боковые балки, то в дальнейшем рассмотрим в качестве перспективной конструкцию рамы без хребтовой балки.

На Рис. 3 представлена объемная модель варианта конструкции рамы вагона-платформы, предназначенная два перевозки контейнеров.

 

 

Рис. 3. Объемная модель рамы

 

Проведен расчет объемной модели рамы при действии веса контейнеров и квазистатической нагрузки - сжатие силой 400 кН.

Расчет производился методом конечных элементов с использованием конечно-элементного пакета ANSYS Workbench версии 12.1. Элементы вагона имитировались объемными квадратичными конечными элементами с тремя степенями свободы в каждом узле: перемещения по трем направлениям.

Для моделирования материала конструкции выбиралась сталь с модулем упругости равным 2,1·105 МПа, коэффициент Пуассона 0,3 и плотностью 7800 кг/м³. Конечно-элементная модель включает 704809 элементов и 1819842 узлов.

Конечно-элементная модель рамы приведена на Рис. 4.

 

Рис. 4. Конечно-элементная модель рамы

 

В качестве кинематических граничных условий принимались:

• ограничение вертикальных и поперечных перемещений шкворневого узла;
• симметрия продольных перемещений.

На Рис. 5 приведена схема граничных условий рамы.

 

 

Рис. 5. Схема граничных условий рамы

 

В результате расчета были получены напряженно-деформированные состояния конструкции рамы. Распределение эквивалентных напряжений в раме приведено на Рис. 6.

Максимальные напряжения в конструкции возникли в центральной части боковых балок в районе фитинговых упоров и составили 133 МПа.

 

Рис. 6. Распределение эквивалентных напряжений в раме, Па

 

РЕЗУЛЬТАТЫ

Таким образом, условия эксплуатации, при которых продольные сжимающие нагрузки уменьшатся до 400 кН, позволят облегчить массу металлоконструкции рамы вагона-платформы для перевозки контейнеров и уменьшить массу тары вагона на 1,6 т, то есть на 7,3 %. При стоимости стали марки 09Г2С345/325, применяемой при строительстве вагонов-платформ 48 тыс. руб./т [9] и стоимости вагона-платформы 2 000 тыс. руб. [10], снижение стоимости такого вагона составит 76,8 тыс. руб. или 3,84 %.

Экономия массы тары прицепного вагона позволит при неизменной тяговой мощности МГЭП и количестве моторных вагонов увеличить количество прицепных вагонов в составе МГЭП по сравнению с вариантом без снижения массы тары. Расчет количества прицепных вагонов в МГЭП, снижение массы тары в которых позволяет добавить дополнительный прицепной груженый вагон определяется по формуле:

$n_{приц}={М}_{бр1приц}/{М}_{эк},$ (11)

где ${М}_{бр1приц}$– масса-брутто 1 прицепного вагона, т; ${М}_{эк}$ – экономия массы-брутто тары 1 прицепного вагона по сравнению с базовым вариантом (1,6 т).

Если принять, что ${М}_{бр1приц}=82\text{ т}$, то $n_{приц}=82/\mathrm{1,6}\approx 51$вагон. Таким образом эффект от применения рассмотренной конструкции вагона-платформы, предполагающей снижения массы тары вагонов и повышения за счет этого массы поезда при неизменной тяговой мощности проявляется при количестве вагонов в составе свыше 51 штуки массой-брутто 82 т каждый.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Выявлена возможность снижения продольных сжимающих нагрузок на автосцепные устройства вагонов модульного грузового электропоезда (МГЭП) до 400 кН, т.е. в 6,25 раза по сравнению с вагоном локомотивной тяги и, как следствие, возможность снижения массы рамы прицепных вагонов на 1,6 т, то есть на 7,3 %. При стоимости стали марки 09Г2С 345/325, применяемой при строительстве данных платформ, 48 тыс. руб./т [9] и стоимости вагона-платформы 2 000 тыс. руб. [10], снижение стоимости вагона составит 76,8 тыс. руб. или 3,84 %.

При этом экономия массы тары прицепного вагона позволяет при неизменной тяговой мощности и количестве моторных вагонов увеличить количество груженых прицепных вагонов в составе МГЭП, если поезд имеет в своем составе более 51 вагона. С учетом привлечения дополнительной массы груза коэффициент тары МГЭП становится меньше, чем у поезда локомотивной тяги. В частности, за счет снижения массы тары в прицепном вагоне МГЭП на участке Медвежья Гора – Новый Поселок удалось при неизменной мощности и количестве моторных вагонов в поезде увеличить количество перевозимого груза на 61 тонну (2 контейнера). На участке Кривенковская – Гойтх такого эффекта не произошло в силу высоких ограничений по величине руководящего уклона и невозможности повышать количество прицепных вагонов при неизменной тяговой мощности. Данные замечания говорят о более высокой эффективности применения МГЭП на участках смешанного профиля пути, где возможно значительно маневреннее управлять тяговой мощностью поезда.

Рассмотренный в данной статье моторвагонный грузовой поезд эффективно сочетает допустимую грузоподъемность со снижением массы тары вагонов при необходимых условиях прочности, а значит, обеспечит повышение эффективности грузовых перевозок на железных дорогах.

About the authors

Pavel S. Troitskiy

Emperor Alexander I St. Petersburg State Transport University

Author for correspondence.
Email: paveltroickiy@mail.ru
ORCID iD: 0000-0002-9110-4387
SPIN-code: 2510-5734

postgraduate

Russian Federation, St. Peterburg, Moskovskiy ave., 9

References

Supplementary files