Wybrane zagadnienia dynamiki oddzia ywania pojazdów … · 2016. 1. 12. · Na rysunku 4 możemy zobaczyć przemieszczenia belki na sprężystym podłożu modelującym szynę lub

POJAZDY SZYNOWE NR 4/2014

Politechnika Krakowska

Wybrane zagadnienia dynamiki oddziaływania pojazdów szynowych z torem

Artykuł poświęcony jest przeglądowi wybranych zjawisk, istotnych dla inżynierów i kadry zarządzającej w kolejnictwie. Zjawiska dynamiczne występujące w oddziaływa-niu pojazdów szynowych z torem są złożone i z tego względu znane jedynie wybranym specjalistom. W pracy zasygnalizowane zostały wybrane wyniki badań eksperymental-nych przeprowadzone na rzeczywistym układzie pojazd-tor oraz wyniki badań teore-tycznych i numerycznych. Wyniki analizy wskazują na duże znaczenie znajomości tych zjawisk, gdyż mają one wpływ na bezpieczeństwo i komfort oraz koszty utrzyma-nia linii kolejowych.

1. WSTĘP Niniejsza treść dotycząca eksploatacji budowanych torów i pojazdów w warunkach zwiększonych wy-magań użytkowych, związanych ze wzrostem pręd-kości pojazdów i obciążenia zmusza do uwzględnie-nia efektów dynamicznych oddziaływania pojazd szynowy – tor w zakresie wyższych częstotliwości. Wykorzystywanie nowych technologii wymaga uwzględniania różnorodnych zjawisk dynamicznych. Jednym z ważnych elementów są obowiązujące jesz-cze przepisy bezpieczeństwa oparte na kryterium relacji sił Y/Q, które wynikają z zależności statycz-nych w układzie koło-szyna [1]. Rozpowszechnienie faktów związanych z wynikami badań dynamicznych dotyczących procesów wykolejenia jest zarówno ważne jak i niezbędne [2]-[4]. Kryteria Y/Q szeroko stosowane w kolejnictwie są dotychczas jednym z najważniejszych kryteriów systemu bezpieczeństwa pojazdów szynowych. Innym zagadnieniem, na które do niedawna brak jednolitego poglądu jest problem poprawnego doboru twardości układu koło/szyna ze względu na minimalizację zużycia kół i szyn kolejowych, a także wpływu twardości kół na degradacje toru. Fakt ten był przedmiotem dyskusji, która odbyła się podczas Konferencji zorganizowanej w Zakopanem w 2011 roku „Nowoczasne Technologie i Systemy Zarządzania w Kolejnictwie”. Wykazano wówczas, że koła produkowane przez Amsted Rail, tzw. „koła Griffin'a” pomimo wyższej twardości nie zniszczą bardziej szyn (torów) PLK aniżeli europejskie koła niższej twardości używane w kraju a nawet zmniejszają zużycie kół i szyn i to ponad trzykrotnie. Wyniki badań eksperymentalnych podane zostały w pracy [5].

Następnym błędnym poglądem, który można znaleźć w podręcznikach dotyczących kolejnictwa jest nadal powszechne mniemanie, że zagadnienia dynamiczne są trudne do analizy, więc można zagadnienie upro-ścić przyjmując, że nadwyżka dynamiczna wynosi 15-25 % obciążenia statycznego. Zatem wystarczy ograniczyć analizę do statyki. Niekiedy przyjmowano nadwyżkę dynamiczną w wysokości 30% obciążenia statycznego. Dopiero umożliwienie pomiarów szyb-kozmiennych pozwoliło na potwierdzenie doświad-czalne analizy teoretycznej, z której wynikało, że nadwyżka dynamiczna w przypadku okresowego roz-kładu podkładów podpierających szyny klasycznym węzłem przytwierdzenia nadwyżka może być wielo-krotnie większa od obciążenia statycznego, [6]. Wymienimy jeszcze kilka zjawisk, których inżynie-rowie kolejnictwa nie znają dotychczas dostatecznie dobrze. Należą do nich faliste zużycie szyn określane jako korugacje i fale poślizgowe. Tego typu nierów-nomierne zużycie szyn nie było praktycznie rozpo-znane w kraju jeszcze w latach 80-tych ubiegłego wieku. Niektórzy badacze znali zjawisko falistości szyn z literatury i sądzili, że występuje ono tylko w Europie Zachodniej. Zjawisko zostało już częściowo poznane, ale przyczyny powstawania i rozwoju są nadal w pełni nieznane, [7]. Warto zauważyć, że usu-wanie korugacji przez specjalistyczne szlifowanie jest zabiegiem kosztownym. Podobne zjawisko występuje na kołach. Jest ono w naturalny sposób usuwane przez hamulce klockowe lub przetaczanie. Tu możemy dodać, że po szlifowaniu pozostaje okresowy rozkład naprężeń własnych w szynach, co powoduje znacznie szybszy rozwój falistości aniżeli w szynach nowych. Podobne, a nawet większe problemy stwarzają fale o większej długości na powierzchniach tocznych kół,

prof. dr hab. Roman Bogacz prof. dr hab. Włodzimierz Czyczyła

1


nazywane poligonalizacją [8,9]. Zrozumienie zjawisk powstawania wyżej opisanych nierówności potrzebna jest m.in. podstawowa wiedza dotycząca propagacji fal w ośrodkach ciągłych. Zna-jomość propagacji fal bieżących w ośrodkach dysper-syjnych generowanych przez ruchome źródła [10] oraz przez ruchome i oscylujące źródła generujące fale z uwzględnieniem prędkości grupowej tych fal [11] pozwala na wyjaśnienie zachodzących zjawisk w strukturach ciągłych nieograniczonych. Jeżeli jednak uwzględnimy ponad to przestrzenną okresowość struktury, w której propagują się fale. Są to: okresowe podparcie szyn lub torów, (estakady), okresowość kół i cykliczność. Taka wiedza umożliwia określenie parametrów zapewniających istnienie pasm zanikania lub eliminację pasm przenoszenia badanej struktury periodycznej [12,13]. Wybrane aspekty wyżej oma-wianych zagadnień przedstawimy w niniejszej pracy.

2. MODELOWANIE W BADANIACH TEO-RETYCZNYCH

Aby opisać globalne oddziaływanie układu pojazd- tor możemy założyć, że rozważany układ jest nie-skończony. Zaniedbujemy wówczas oddziaływanie początku i końca pociągu, co możemy częściowo oszacować badając obciążenie rozłożone na zadanym odcinku wykorzystując superpozycję funkcji Hevisi-de’a w rozwiązaniu uzyskanym w sposób, który podany został w pracy [10]. Problem stateczności ruchu układów nieskończonej długości podano m.in. w [14]. Proponowany sposób modelowania jest wprawdzie uproszczony, gdyż nie uwzględnia sprzę-żeń – poprzeczno- wzdłużnych, ale umożliwia uwzględnienie zgadania nieliniowości oddziaływania oraz jej wpływ na parametry krytyczne rozważanych układów, [14]. Odmienny, dyskretny sposób mode-lowania układu pojazd szynowy – tor został przed-stawiony na rysunku 2. Pomimo uproszczenia zwią-zanego z przyjęciem belki o nieskończonej długości uwzględnia się zaburzenia (fale) wywołane przez inne oscylatory lub inne punkty oddziaływania oscy-latora dwupunktowego modelującego np. wózek.

Rys. 1 - Nieskończony układ belki i gęsto rozłożonych oscylatorów oddziałujący z belką na sprężystym podłożu

Rys. 2.- Nieskończone układy modelujące dyskretne oddziaływanie układu toru z pojazdem

Ten sposób modelowania wymaga poprawnego roz-wiązania uogólnionego zagadnienia Mathews’a doty-czącego oddziaływania ruchomego oscylującego obciążenia skupionego na układ ciągły z uwzględnie-niem lub bez uwzględnienia okresowej struktury toru. Tak sformułowane zagadnienie z wykorzystaniem techniki podanej w [11] - [13] zostało przedstawione w pracy [15]. Szczegółową analizę stateczności w przypadku układu nieliniowego przedstawionego na rysunku 2 podano m.in. w pracy [16]. Przypadek modelowania toru belkami oddziałującymi z okre-sowo ułożonymi podkładami wymuszonymi rucho-mymi, oscylującymi siłami został przedstawiony na rysunku 3. Modelowanie układu z uwzględnieniem okresowego rozkładu w przestrzeni wymaga anali-tycznego uzyskania rozwiązania z zastosowaniem teorii Floquet’a, a następnie rozwiązanie zagadnienia poprzez poszukiwanie rozwiązania w postaci całko-wej o postaci:

(1)

gdzie: W - jest przemieszczeniem, X - zmienną prze-strzenną λ – jest zespoloną liczbą falową, Ω - bez-wymiarową częstością, τ - bezwymiarowym czasem, i – urojoną jednostką.

Rys. 3. Modelowanie toru jako układu okresowo podpartych belek z uwzględnieniem ruchomego oscylującego obciążenia

Dodatkowe utrudnienie powoduje uwzględnienie po-datności podkładów. Upraszczając zagadnienie i roz-ważając problem pojedynczej, okresowo podpartej belki możemy analizować propagację zaburzeń w szynie przed poruszającą się i oscylującą siłą oraz za źródłem zaburzeń.

3. WYBRANE WYNIKI BADAŃ Na rysunku 4 możemy zobaczyć przemieszczenia belki na sprężystym podłożu modelującym szynę lub tor w zależności od odległości od źródła zaburzeń i częstości W(x,Ω).

2


Rys 4 -Przemieszczenia belki na sprężystym podłożu w funkcji odległości od źródła i częstości

Na rysunku tym widzimy, że w przypadku braku tłumienia przemieszczenia również zanikają w miarę wzrostu odległości od źródła harmonicznego wymu-szenia tworząc zanikającą falę stojącą. Jednak w przypadku wymuszenia o częstości większej od czę-stości drgań własnych wzbudzane są fale biegnące od źródła, które nie zanikają. Wraz z dalszym wzrostem częstości maleje amplituda tych fal i ich długość. Przypadek zanikania fal w układzie idealnie spręży-stym otrzymujemy również w przypadku układu okresowego w przestrzeni. Efekt podobny do silnego tłumienia z dyssypacją energii powodujemy przy zadanej przestrzennej okresowości w zakresie często-tliwości, którą nazywamy pasmem zanikania. Nad-mienimy, że w przypadku struktury okresowej ideal-nie sprężystej, struktura okresowa nie stanowi prze-szkody propagującym się falom. Fale nie zanikają. Jakościowa różnica propagacji zaburzeń może wystą-pić przy dowolnie małej różnicy częstotliwości. Istot-ne jest tylko to, aby pomiędzy obu częstotliwościami wymuszenia znajdowała się granica między pasmem przenoszenia i pasmem zanikania. W realnym torze przypadek pasma przenoszenia jest niekorzystny. Zaburzenia generowane przez każdy zestaw kołowy oddziałują wówczas znacznie intensywniej na sąsia-dujące zestawy pojazdu szynowego a także na wiele więcej węzłów przytwierdzenia aniżeli w paśmie zanikania. Aby przeciwdziałać niekorzystnym zjawi-skom występującym u układach o strukturze okreso-wej stosuje się efekt odstrojenia „mistuning”.

Przemeszczenia szyny w przypadku ruchomego oscylującego w poszczególnych chwilach oscylacji o okresie T podano na rysunku 5. Są to chwile t=0, T/8, T/4 i 3T/8. Możemy zauważyć znacznie mniej-sze przemieszczenia przed źródłem zaburzeń aniżeli za nim. Jest to związane z faktem, że z uwagi na efekt Dopplera struktura przed źródłem ma inną długość komórki aniżeli za poruszającym się źródłem. Można lepiej zrozumieć rozważane zjawisko badając prze-mieszczenia w paśmie przenoszenia i paśmie zanika-nia. Efekt Dopplera powoduje, że poruszając się w

kierunku źródła fali odbieramy falę jako krótszą od rzeczywistej a oddalając się od źródła jako dłuższą od niej. Podobne zjawisko występuje w przepadku ruchu wzdłuż struktury okresowej. Okres struktury przed źródłem wydaje się krótszy anieli w rzeczywistości a za źródłem dłuższy.

Rys 5. Przemieszczenia szyny w przypadku ruchomego oscylują-cego obciążenia w chwilach t=0, T/8, T/4 i 3T/8

Poza tym istotną kwestią wpływającą na zmniej-szenie amplitudy przed źródłem zaburzeń jest pręd-kość transportu energii określona przez prędkość grupową fali w danej strukturze, określoną zależno-ścią:

Vgr =dω/dk , (2) gdzie ω− oznacza częstość , k - liczbę falową.

Wyjaśnimy ten fakt na przykładzie belki na sprę-żystym podłożu. Rozważmy równanie ruchu najbar-dziej uproszczonego modelu belki – belkę Bernoul-li’ego- Eulera na sprężystym podłożu.

EI w,xxxx + ρ w,tt + c w = P δ (x -V t) (3)

gdzie: EJ- jest sztywnością, ρ - gęstością masy, c- stałą sprężystości podłoża, P- wartością siły po-przecznej, δ -funkcją Diraca, x- współrzędną prze-strzenną, V- prędkością ruchu siły a t- czasem.

Spełniając równanie (2) rozwiązaniem o postaci fali bieżącej otrzymamy następującą zależność V= f(k):

EI k4- ρk2V2+c =0 (4)

Ilustracja zależności (3) oraz (4) może być przed-stawiona wykreślnie. Wykres taki podano m.in. w pracy [17]. Jak wynika z relacji pomiędzy prędkością fazową i prędkością grupową przy zadanej liczbie falowej danej zależnościami (2) i (4) w przypadku prędkości ruchu V1 siły P, otrzymujemy dwie lub cztery rzeczywiste liczby falowe np.: długości fal określonych liczbami falowymi k1 i k2.. Długość fali związana jest z liczbą falową zależnością: λ = 2π/k. Ze względu na fakt, że w przypadku fali o liczbie falowej k1 prędkość grupowa jest mniejsza od pręd-kości fazowej fali. Wynika z tego że ta fala dłuższa rozprzestrzenia się za siłą a krótsza, której prędkość

3


grupowa jest większa od prędkości fazowej rozprze-strzenia się przed siłą. Moment zginający przed ob-ciążeniem jest taki sam jak za obciążeniem, zatem amplituda fali krótszej (przed źródłem) musi być mniejsza. Tłumaczą to też przebiegi ilustrowane na Rys. 5.

4. ZAGADNIENIE DYNAMIKI TORU PRO-STEGO Z PODKŁADAMI KLASYCZNYMI INNEGO TYPU

Badając cechy dynamiczne tego typu układów można zauważyć brak danych dotyczących pomiaru parametru charakteryzującego sztywność węzła przy-twierdzenia na obrót w płaszczyźnie XZ. Symulacje przeprowadzane z wykorzystaniem parametrów wę-zła innego typu nie są w tym przypadku miarodajne, gdyż zaniżają one częstości drgań własnych szyny.

a)

b)

Rys. 6. - Schematy modelu toru z szyną przytwierdzoną klasycz-nie (a) oraz w przypadku węzła sprężystego przytwierdzenia o

większym momencie zginającym szynę (b)

Uwzględnienie momentu zginającego szynę w węźle sprężystego przytwierdzenia jest wskazane w przy-padku odpowiedniej jego konstrukcji oraz dużego momentu bezwładności podkładu Iyy lub dużej po-wierzchni oddziaływania podkładu z podsypką co zwiększa moment oporu na obrót względem osi Y, podobnie jak w przypadku podkładów typu „Y”.

Rys.7.- Schemat podkładu z podwójnym węzłem przytwierdzenia

W przypadku toru z podkładami typu „y” wykorzy-stujemy przesunięcie fazowe w oddziaływaniu z drugą szyna, co działa w dużym stopniu przeciw syn-chronizacji przemieszczeń w obu szynach pomimo takiej samej częstości podstawowego okresu drgań. jak wykazano dzięki przerwom w naprzemiennym

oddziaływaniu podkładów typu „y” osiągamy zaburzenie dwuokresowego charakteru wymuszenia kinematycznego zależnego od prędkości jazdy i momentu bezwładności zestawu kołowego. co jest pozytywne z dynamicznego punktu widzenia. wyniki badań podane zostały w kilku publikacjach m. in. w pracy [18]. Z wyżej podanych wyników badań można wywnio-skować, że pozytywne cechy odstrojenia osiągamy stosując prawie proste podkłady ułożone pod okre-ślonymi kątami do szyn (Rys. 11) lub proste podkłady prostopadłe do szyn ułożone dwuokresowo, trój-okresowo lub stochastycznie.

Na rysunku przedstawiono przypadek toru, w którym co drugi podkład jest prostopadły do szyn, a pomiędzy nimi układamy podkłady skręcone naprzemiennie w kierunku dodatnim i ujemnym. Poza skręceniem możemy zaburzyć odległości pomiędzy poszczególnymi podkładami przyjmując dodatkowo różne odległości pomiędzy prostopadłymi podkła-dami. W przypadku przyjęcia tylko obrotu co drugie-go podkładu, wtedy np. odległość „1” przyjmiemy równą 57,5 cm a odległość „2” równą 65 cm otrzy-mamy zaburzenie częstotliwości wzbudzonych drgań podane w pracy [17].

Rys. 8. Ułożenie podkładów z zaburzeniem prostopadłości do szyny i odległości

W przypadku rozkładu przedstawionego na ry-sunku 8 przy niskich prędkościach przejazdu zabu-rzenie ułożenia podkładów ma mały wpływ na zabu-rzenie częstotliwości wzbudzanych drgań, podczas gdy przy wysokich prędkościach jazdy (200 i 250 km/godz.) zaburzenie jest istotne [17].

5 FALISTE UŻYCIE SZYN W ŁUKACH. FALE POŚLIZGOWE

Mając na uwadze dynamiczne oddziaływanie koła z szyną o zużyciu falistym zwanym falami poślizgo-wymi występującym w torach zakrzywionych na odciążonej szynie wykorzystano wyznaczone uprzed-nio parametry kół do oceny zależności przeciążeń dynamicznych (mających wpływ na degradację toru) analizując wymienione uprzednio rodzaje kół. Podane w [19], [20] wyniki symulacji wskazują, że nawet przy małej amplitudzie korugacji (0,030 mm) i małej prędkości (50 km/godz.) następuje istotny, wynoszą-cy ponad 100% wzrost dynamicznych sił kontakto-wych.

4


Maksymalny wzrost sił występuje w przypadku miękkich kół monoblokowych, kuto-walcowanych UIC.

W celu wykazania istotnych przyczyn generowania i rozwoju korugacji dokonano badań symulacyjnych układu koło - szyna wykazując, że nawet w przypadku niewielkiej amplitudy fali sięgającej 0,010 mm oraz niewielkiej prędkości jazdy wynoszącej 50 km/godz. następuje odrywanie się koła od szyny czego następstwem jest uderzenie – a więc dynamiczny proces, który został zilustrowany w pracy [20]. Metoda ograniczenia drgań samowzbudnych

wywołanych tarciem zostało wykazane zarówno teoretycznie, m. in. w [21] jak i symulacyjnie i doświadczalnie np. [22], [23] . Wpracy tej wykazano, że z pomocą dodatkowego wymuszenia można w istotny sposób obniżyć amplitudę drgań samowzbudnych generowanych tarciem. Nad zastosowaniem tej metody do ograniczenia rozwoju fal poślizgowych (korugacji powstających na odciążonej szynie w łukach) trwają nadal intensywne prace badawcze.

6. PODSUMOWANIE

W pracy przedstawiony został przegląd i krótki opis z podaniem literatury dotyczącej istotnych zjawisk, które powinny być znane ekspertom i kadrze inżynierskiej zajmującej się tematyką transportu szynowego, a w szczególności pojazdów dużej prędkości. Zjawiska dynamiczne związane z od-działywaniem pojazdów szynowych dużej prędkości z torem są złożone i prawdopodobnie z tego względu powszechnie nieznane. W pracy zasygnalizowane zostały wybrane wyniki badań teoretycznych, numerycznych i eksperymentalnych przeprowadzone na obiekcie rzeczywistym lub symulującym układ pojazd-tor [24]. Uwzględniając fakt, że temat po-prawnego doboru twardości układu koło/szyna pod kątem minimalizacji zużycia kół i szyn kolejowych, wpływu twardości kół na degradacje toru [25] i zagadnień pokrewnych budził zainteresowanie pod-czas dyskusji na konferencjach i spotkaniach nauko-wych i branżowych pracę zaopatrzono w poszerzony przegląd literatury. Bibliografia

[1] [Elkins J.A.,Carter A; Testing and analysis techniques for safety assessment of rail vehicle4s. Vehicle System Dynamics. 1993 No.2, pp.185-208

[2] Bogacz R, Frishmuth, K.,. Meinke P.,. Stefanidis J,; Zur Stabilitaet des Spurkranzlaufs, Innotrans, BahnBau, Berlin 2002, CD

[3] Bogacz R,, Meinke P.; On evaluation of wheel sets and railway track quality. Scientific papers of Vehicle Institute, Warsaw Univ. of Technol. 1(60)/2006. pp.15-20.

[4] Matej J.; Modelling and Computer Simulations of Bi-modal Cars in Terms of Their Proneness to Derailment. Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Mechanika 2010, z.234

[5] Bogacz R.; O dynamicznym oddziaływaniu i zużyciu układu koło-szyna. Nowoczasne Technologie i Systemy Zarządzania w Kolejnictwie, Zakopane 2011, . pp. 43-54.

[6] Bogacz R.; Recent Investigations in Dynamics of Continuous Systems Subjected to Moving Load, Vibration in Physical Systems.Vol. XXIII. Poznań, 2008, pp.35-47.

[7] Bogacz R., Frischmuth K. ; On some new aspects of contact dynamics with application in railway engineering. J. Theor.and Appl. Mech., 50.1, Warsaw 2012, pp. 119-129

[8] Bogacz R., Kocjan M. and Kurnik W.; Modeling and analysis of wave propagation in railway wheel rims. Machine Dynamics Problems Vol.30.1. 2006, pp.33-42.

[9] Bogacz R., Dzuła S.; Dynamic model of rolling non-symetric wheel vibration, (in Polish) Scientific Papers, Radom Univ. of Technol.,1(17)2003, pp.39-46.

[10] Bogacz R.; On dynamics and stability of continuous systems subjected to distributed moving load, Ing. Archiv. 1983, pp. 243-25.

[11] Bogacz R., Krzyżyński T. and Popp K..; On the generalization of Mathews problem of the vibration of a beam on elastic foundation, Z. angew. Math. Mech. 69 (1989) 8, pp. 243-252.

[12] Bogacz R., Krzyżyński T. and Popp K..; Application of Floquet's theorem to high-speed train/track dynamics, DSC-vol.56/DE/vol.86, Advanced automotive technologies, ASME Congress 1995, pp. 55-61.

[13] Bogacz R., Krzyzynski T. and Popp K.; Wave propagation in two dynamically coupled periodic systems, Proc. International Simposium on Dynamic of Continua, Bad Honnef, Shaker Verlag 1998, pp. 55-64.

[14] R. Bogacz, K. Popp, Dynamics and stability of train-track-systems, Proc. of the 2nd Intern. Conf. on Recent Advances in Structural Dynamics, Southampton 1984, pp. 711-726.

[15] Bogacz R., Krzyzynski T. and Popp K.; On the application of a generalized Mathews problem to the stability analysis of hybrid transportation systems, in: Dynamical Problems in Mechanical Systems, Proc., R. Bogacz and K. Popp (eds.), Warsaw 1989, pp. 63-74.

[16] Bogacz R.; On stability of interaction between continuous and lumped systems in stationary relative motion, in: Stability in the Mechanics of Continua, Schroeder F. H. (ed.), Proc. of IUTAM Symposium, Numbraecht, 1981, pp. 57-69.

[17] R. Bogacz ,W. Czyczuła and R. Konowrocki, Influence of sleepers shape and fastening system on wheel-rail contact dynamics. ICDyn 2013 , Sesimbra K08, 8p.

[18] C. Bajer, R. Bogacz, P. Tokaj, Dynamics of classic and “Y- shaped” track.in: Simulation in R&D. Ed. A. Grzyb and A. Tylikowski, Krakow University of Technology 2004. pp.17-26

[19] Czyczuła W., Bogacz R.; Evaluation of interaction of freight car cast and forget steel wheels on track and rails. Modern Technologies and Systems Increasing the Efficiency of Managing Railway Transport. Kraków 2010. pp. 99- 109.

[20] Bogacz R., Kowalska Z., Computer simulation of the interaction between a wheel and a corrugated rail, Eur. J. Mech. A/Solids 20, 2001, pp. 673-684.

[21] Bogacz R., Frischmuth K.; On some new aspects of contact dynamics with application in railway engineering. J. Theor. and Appl. Mech., 50.1, Warsaw 2012, pp.119-130.

5


[22] Bogacz R., Ryczek B. Frictional Phenomena in dynamical systems with external excitation, Meccanica - International Journal of the Italian Association and applied Mechanics, Kluwer Ac. Press, 2003, pp.711-717.

[23] Konowrocki R., Bogacz R. Numerical analysis of vibration in a brake system for high speed train. Vibrations In Physical Systems, Vol. XXV:235-240, Editors: Cz. Cempel, M. W. Dobry, Poznań 2012, ISBN 978-83-89333-43-8.

[24] R. Bogacz, P. Meinke, On evaluation of wheel sets and railway track quality. Scientific papers of Vehicle Institute, Warsaw Univ. of Technol. 1(60)/2006. pp.15-20.

[25] Lonsdale C., Bogacz R. and Norton M.; Application of Pressure Poured Cast Wheel Technology for European Freight Service. Proc. of World Congress Railway Research. Lille,.2011, pp. 23, 60.

dr inż. Roman Żarnowski prof. dr hab. inż. Omelian Płachtyna mgr inż. Zbigniew Kłosowski Uniwersytet Technologiczno-Przyrodniczy w Bydgoszczy

O kształcie napięcia wyjściowego falownika pomocniczego pojazdu trakcyjnego na podstawie analizy z wykorzystaniem

wektora przestrzennego

Współczesne układy elektryczne często są zasilane ze źródeł napięcia odkształconego pochodzącego z przekształtników energoelektronicznych. Artykuł jest opisem pracy pewnego nowego układu trójfazowego kaskadowego falownika napięcia z trójfazowym transformatorem, jako źródła napięcia bez wyższych harmonicznych do rzędu 10 włącznie, lub w wersji rozbudowanej bez harmonicznych do rzędu 22, na podstawie analizy z wykorzystaniem pojęcia wektora przestrzennego. Źródło trójfazowego napięcia o takiej jakości napięcia jest wystarczające do zasilenia obwodów pomocniczych prądu przemiennego pojazdu trakcyjnego, jak i może zasilać sieć autonomiczną, w tym silniki indukcyjne.

Przedmiot rozważań

Przedmiotem analizy są oryginalne układy z rysunków 1 i 2 przetwarzające napięcie stałe w trójfazowe. Ponadto analizuje się kształt napięcia otrzymanego z tych układów w pracy jałowej i pod obciążeniem.

Rys.1. Schemat falownika kaskadowego

Dla celów dalszej analizy przekształtniki, które tu nazwano kaskadowymi, z rysunku 1 i 2 mogą zostać rozważone jako źródła

6


ABC

FN1

FN2

FN3

FN4

+

-

K2FN1, 15o

K2FN2, 0o

15o

C

C

C

C

TR1

TR2

Rys. 2. Schemat falownika dwukaskadowego

zasilania w postaci szeregowo połączonych źródeł o różnych częstotliwościach, ułatwiając również uję-cie zagadnienia w konwencji wektora przestrzennego. Ta interpretacja wynika z faktu, że niesinusoidalne napięcia trójfazowego przekształtnika zostały rozło-żone w szereg trygonometryczny Fourier'a. Rozłoże-nie sygnału na harmoniczne upraszcza analizę ponie-waż występują składowe o stałych amplitudach i pul-sacjach. Zamiast rozpatrywać zmienną amplitudę ko-rzystniej rozpatrywać sumę wektorów wirujących zgodnie i przeciwnie. Ta analiza jest obarczona jed-nak pewnym ograniczeniem, mianowicie pracochłon-nością oraz faktem, że nie odzwierciedla ona rze-czywistych procesów elektromagnetycznych w urzą-dzeniach przekształcających. Metoda wektora prze-strzennego ujmuje wielkości takie jak napięcia, prądy i strumienie skojarzone oraz przepływy w postaci jednego zapisu, we wszystkich możliwych stanach, a wyniki w postaci przebiegów czasowych otrzymuje się bezpośrednio. Wektor przestrzenny jest definiowany dla dowolnych sygnałów w czasie i jest odzwierciedleniem układu 3 napięć (prądów, strumie-ni, przepływów) o zgodnym lub przeciwnym następ-stwie faz. W 3-fazowym układzie z rysunków 1 i 2 poddanym wymuszeniom niesinusoidalnym zachodzą związki, które tu uzasadniono.

Wprowadzenie w zagadnienie

Nawet przy pracy autonomicznej źródła musi być zachowana odpowiednia jakość parametrów energii elektrycznej, którą określają [3], takie jak: a) wartość skuteczna napięcia (poziom napięcia), b) częstotliwość, c) kształt krzywej napięcia (zawartość wyższych

harmonicznych określana współczynnikiem THD), d) symetria napięć trójfazowych.

Należy zwrócić uwagę, że w stanie pracy autonomicz-nej jakość energii zależy nie tylko od parametrów źró-dła, ale również od charakteru obciążenia. Nadmierne odchylenia napięcia od wartości znamionowej są nie-korzystne zarówno ze względów gospodarczych, jak i technicznych. Powodują zmniejszenie sprawności urządzeń i wpływają na szybkość zużywania się tych urządzeń. W przypadku wytwarzania przez źródło napięcia odkształconego odbiorniki trzeba zasilać po-przez specjalne układy, poprawiające kształt fali na-pięcia, na przykład interfejsy sieciowe, filtry wyższych harmonicznych (szeregowe lub równoległe) lub kon-dycjonery [7, 9, 10]. Odkształcenie fali napięcia może powodować niepoprawną pracę niektórych urządzeń elektrycznych, przede wszystkim elektronicznych i energoelektronicznych ze sterowaniem fazowym, które do poprawnej pracy wymagają dokładnej detek-cji przejścia fali napięcia przez zero. Odkształcenie fali napięcia może być zdefiniowa-ne na dwa sposoby [7]. W pierwszej metodzie zawar-tość wyższych harmonicznych określa się jako procent harmonicznej podstawowej. Sposób ten jest po-wszechnie stosowany w USA i Europie i zgodny jest z normą [1, 6]. Całkowity współczynnik odkształcenia THD wyznacza się z zależności:

2i

2

1

iU

THD FU

∞

=− =∑

(1)

Według niektórych ocen [7] zależność (1) wyolbrzy-mia problem wyższych harmonicznych. Alternatywna metoda przewiduje odniesienie wartości wyższych harmonicznych do wartości skutecznej napięcia:

2i

2iU

THD RU

∞

=− =∑

(2)

Zależność (2) jest wykorzystywana do obliczenia THD przez Canadian Standards Association i IEC. Polskie przepisy [1, 6] przewidują obliczanie wartości THD według zależności (1). Nie powinna ona przekraczać 8%, chociaż pożądane jest, aby była znacznie mniej-sza. W przypadku występowania wyższych wartości tego współczynnika lub instalowania odbiorników wrażliwych na wyższe harmoniczne, może okazać się konieczne stosowanie filtrów wyższych harmonicz-nych W przypadku, gdy źródło zawiera przekształtnik ener-goelektroniczny spełnienie wymagań dotyczących THD jest niewystarczające. W takim przypadku należy sprawdzić również poziomy poszczególnych wyż-szych harmonicznych, szczególnie w przypadku wy-korzystywania w falowniku metody PWM [1, 2, 6]. Zawartość wyższych harmonicznych w prądach silni-ków indukcyjnych wywołuje momenty pasożytnicze, które są szczególnie dokuczliwe przy małych prędko-ściach silnika [8].

7


Harmoniczne nieparzyste

Niebędące krotnością 3

Będące krotnością 3

Harmoniczne parzyste

Rząd harm

Wartość względna napięcia

Rząd harm


Rząd harm


5 6% 3 5% *) 2 2% 7 5% 9 1,5% 4 1% 11 3,5% 15 0,5% 6…24 0,5% 13 3% 21 0,5% 17 2% 19 1,5% 23 1,5% 25 1,5% *) w zależności od układu sieci wartość trzeciej harmonicznej może być znacząco mniejsza.

UWAGA! Nie podano wartości harmonicznych o rzędach większych niż 25, ponieważ są one zwykle małe i w dużym stopniu niemożliwe do przewidzenia ze względu na efekty rezonansowe.

Tablica 1. Dopuszczalne wartości poszczególnych harmonicz-nych napięcia w złączu sieci elektroenergetycznej dla rzędów do 25 wyrażone w procentach Uc wg [1]: Uc – deklarowane napięcie zasilające, zwykle równe napięciu znamionowemu UN sieci lub PCC (Point of Common Coupling).

Dla wyższych harmonicznych silnik klatkowy pracuje w stanie bliskim zwarcia, zatem prąd, moment oraz straty nie zależą praktycznie od obciążenia [4]. Przy wyższych prędkościach obrotowych momenty wywołane wyższymi harmonicznymi są skutecznie tłumione przez bezwładność wirnika, mogą jednak powodować komplikacje przy rozruchu silnika [8]. Analiza układu jednofazowego Aby przeanalizować przebieg napięcia wyjściowego układu z rysunku 1 rozważono najpierw zjawiska w transformatorze jednofazowym o budowie jak na rysunku 3, będącego odzwierciedleniem jednej kolumny transformatora trójfazowego. Dla uproszczenia analizy pominięto spadki napięć na impedancjach zwarcia transformatora, które jednak zostaną uwzględnione w badaniach symulacyjnych układu głównego. Uzwojenia takiego transformatora mogą być zasilane z falownika odpowiednikiem trójfazowego napięcia fazowego i napięcia przewodowego. Jak wiadomo, strumień magnetyczny w kolumnie transformatora jest związany z napięciem zależnością:

dd

u et

Ψ≈ = − , zatem wielkości te podlegają podob-

nym zmianom, a ściślej, pozostają z sobą w kofazie jeśli są sinusoidalne.

1

1 1 1d d ,d d

u e zt t

Ψ Φ≈ = − = −

22 2 2

d d ,d d

u e zt t

Ψ Φ≈ = − = − (3)

d d .d d

u e zt t

Ψ Φ≈ = − = −

Działając na tych równaniach matematycznie uzyskano:

1 2

1 2

,u u uz z z

+ ≈

Skąd: 2 1 1 21 2

( )2

zu z u z uz z

≈ + . (4)

Analizując pracę jednej kolumny transformatora zasilanego z falownika trójfazowego można założyć, że napięciami wejściowymi transformatora z rys. 3 mogą być odpowiednio napięcia: fazowe i napięcie przewodowe falownika trójfazowego podawane na transformator z odpowiednim przesunięciem fazowym fal napięcia w czasie, jak to pokazano na rysunku 3. W wymienionym przypadku napięcie 1u po rozłoże-niu w szereg Fouriera przedstawiono wyrażeniem (5), a rozłożone napięcie 2u w szereg przedstawiono wy-rażeniem (6):

u1

u2

u

u

tπ/6 π/3 2/3π

z1

z2

z

φ

t

u1

π/3 2/3π

1/3ud

2/3ud

t

u2

π/6 5/6π

1/3ud

Rys 3. Transformator zasilany napięciami odkształconymi fazowym i przewodowym

d1

2 1[sin( ) sin(11 )11

1 1sin(13 ) sin(5 )13 51 1sin(7 ) sin(17 ) ...]7 17

Uu t t

t t

t t

ω ω

ω ω

ω ω

= + +π

+ + +

+ + +

d1

2 3 1[sin( ) sin(11 )11

1 1sin(13 ) sin(5 )13 51 1sin(7 ) sin(17 ) ...]7 17

Uu t t

t t

t t

ω ω

ω ω

ω ω

= + +π

+ − +

− − +

(5)

(6)

8


Jak wynika z zależności (4) kompensację 5. i 7. har-monicznej można przeprowadzić na dwa sposoby – dobierając napięcia do jednakowej liczby zwojów, lub zwojność cewek do zadanych napięć. Stosunek warto-

ści 2 1

1 2

z uz u

powinien wynosić 1 aby wystąpiła pełna

kompensacja tych harmonicznych. Powyższe równania otrzymano zakładając pracę jało-wą transformatora, a wpływ obciążenia uwzględniono w badaniach symulacyjnych. Układ trójfazowy. Funkcje opisujące napięcie trójfazowe na wyjściu falownika zasilające transformator są przeważnie nie-parzyste i antysymetryczne względem osi czasu, a suma przebiegów czasowych poszczególnych napięć jest równa zeru. Ponieważ harmoniczne tworzą układy zgodne, prze-ciwne i zerowe wprowadza się następujące oznaczenie ich zbiorów:

0K K K K+ −= ∪ ∪ przy czym:

, 3 1, 0,1,2,3,...1,4,7,10,13,...

K k k n n+ = = + = ==

, 3 1, 1,2,3,4,...2,5,8,11,14,...

K k k n n− = = − = ==

0 , 3 , 1,2,3,4,...3,6,9,12,15,....

K k k n n= = = ==

U W 0Vu u u+ + = (9)

U mk k1

sin( )k

u u k tω φ∞

== +∑

2V mk k3

1sin[ ( ) ]

ku u k tω φ

∞

== − π +∑

2W mk k3

1sin[ ( ) ]

ku u k tω φ

∞

== + π +∑

(10)

Równania dla poszczególnych faz przybierają wtedy postać

U U U 0Uu u u u+ −= + +

V V V 0Vu u u u+ −= + + (11)

W W W 0Wu u u u+ −= + +

Wprowadzając wektor przestrzenny oznaczono: 2 23 3j π j π1 * 2a ; a a ae e−−= = = = ;

312 2a j= − + (12)

Przy czym (*) oznacza sprzężenie i zachodzi równość: 21 a a 0+ + = ; (13)

3

, Na an i i

i n

+

∈=∧ (14)

Wektor przestrzenny układu trójfazowych napięć (11) wyznacza się z równości (15):

U U 0U2

V V 0V

W W 0W

2ˆ [1 a a ]3

u u uu u uu u u

+ −

+ −

+ −

+ += + +

+ +u (15)

W równaniu (16) trzeci składnik sumy na mocy rów-ności (13) jest równy zeru. Z równości (16) wynika, że harmoniczne rzędu k = 3n, n = 1, 2, 3, 4... nie pozwa-lają ująć się w wyrażeniu wektora przestrzennego u i w koniecznych przypadkach należy je uwzględniać oddzielnie

U U2 2

V V

W W

0U2

0V

0W

2 2ˆ [1 a a ] [1 a a ]3 3

2[1 a a ]3

u uu uu uuuu

+ −

+ −

+ −

+ + +

=u

(16)

W najczęściej spotykanych układach falowników (i tu rozważanym) nie stosuje się przewodu neutralnego. Wtedy równanie (17) jest słuszne bez dodatkowych założeń. Ponieważ przekształcenie układu napięć trójfazowych do wektora przestrzennego zaciera informację o harmonicznych ze zbioru K 0 , dlatego w przekształceniu odwrotnym te składowe w układach czteroprzewodowych lub transformatorach pięcio-kolumnowych, w których może wystąpić składowa zerowa strumienia należy przywrócić bezpośrednio jak w równaniu (19). Zachodzi równość:

0ˆ ˆ ˆ ˆ ˆ ˆ+ − + −= − + = −u u u u u u , (17)

w której: j( )mkˆ kk t

k Ku e ω φ

+

∞+

+∈

= ∑u (18)

-j( )

mkˆ kk t

k Ku e ω φ

−

∞+

−∈

= ∑u

*U 0 ˆ ˆ( ) Im( ) Im( )u t u + −= + −u u

*2V 0 ˆ ˆ( ) Im(a ) Im(a )u t u + −= + −u u

(19)

*2W 0 ˆ ˆ( ) Im(a ) Im(a )u t u + −= + −u u

Zapis wektora przestrzennego w równaniu (15) jest konsekwencją założenia, że oś Realis płaszczyzny Gaussa pokrywa się ze wskazem napięcia fazy A to jest napięcia Au , a wynikiem przekształcenia będą funkcje postaci f(t) = cosωt ± jsinωt. Zwykle harmoniczne wyraża się za pomocą funkcji sinus, dlatego wystarczy wziąć część urojoną wyrażenia, Im(f(t)), aby otrzymać postać czasową harmonicznej (19).

9


Analiza pracy układu trójfazowego kaskadowego falownika napięcia (Rys. 1.) Powyżej napisane jest już częściowo znane z literatury [4, 7, 8, 9], jednak przytoczono te równania dla jasności dalszego wywodu. Aby sformalizować rozważania wprowadza się zespoloną przekładnię transformatora trójfazowego, która w wyniku działania mnożenia pozwoli przekształcić szereg opisujący napięcie pierwotne w szereg opisujący napięcie wtórne transformatora. Przekładna zespolona przedstawia się

jako p jT T

s

uK K e

uϑ= = , a wektor przestrzenny

a

b

c

A

B

C

KT, ϑusup

Rys. 4. Symboliczne przedstawienie transformatora z przekładnią

zespoloną

Należy przy tym zauważyć, że wektory przestrzenne

pˆ +u i *Pˆ −u zawierają już zakodowane znaki

harmonicznych. Pierwotne napięcie uzwojenia połączonego w gwiazdę zgodnie z warunkiem (4) i założeniem, że uzwojenia pierwotne gwiazdy i wtórne gwiazdy leżą na tych samych kolumnach i są ze sobą w fazie, transformuje się z przekładnią TY 1K = . (układ yY0; napięcia odniesiono do wspólnego uzwojenia wtórnego oznaczonego literą „Y”) Drugie napięcie pierwotne, uzwojenia połączonego w trójkąt na podstawie tych samych warunków transformuje się z przekładnią

πj6

TD13

K e= , a więc z opóźnieniem o kąt π6

(układ

dY11).

Wektor przestrzenny łącznego napięcia wyjściowego jest dany równaniem (21): Y Dˆ ˆ ˆ= +u u u przy czym:

(22a)

oznacza przetransformowane napięcie gwiazdy, *

TD DPD Dpˆ ˆ ˆ( )K −+= −u u u (22b)

*TY YpY Ypˆ ˆ ˆ( )K −+= −u u u

oznacza przetransformowane napięcie trójkąta.

Przetransformowane napięcie gwiazdy, liczone po zbiorach K + i

K − dla rozważanego układu wynosi (23)

1, 7, 13, 19... i 5, 11, 17,...K K+ −= =

j -jdY

K K

j j7 j13 j19d

-j5 -j11 -j17

2 1 1ˆ [ ]

2 1 1 1[ ...7 13 19

1 1 1( ...)]5 11 17

k t k t

t t t t

t t t

U e ek k

U e e e e

e e e

ω ω

ω ω ω ω

ω ω ω

+ −

∞ ∞

= − =π

= + + + + +π

− + + +

∑ ∑u

(23)

W przypadku połączenia w trójkąt pierwsza harmo-niczna przetransformowanego napięcia uzwojenia

wyprzedza o π6

przetransformowane napięcie pierw-

szej harmonicznej uzwojenia połączonego w gwiazdę. O ten sam kąt szybciej wyzwalane są łączniki falow-nika napięcia FN2. W zapisie harmonicznych kąt wy-sterowania łączników ujawnia się w wykładniku wek-tora przestrzennego i podlega mnożeniu przez rząd harmonicznej. Oznacza to że harmoniczna rzędu k wyprzedza pierwszą harmoniczną wynikowego napię-

cia o kąt π .6

k Przetransformowane napięcie trójkąta,

z uwzględnieniem warunku (5), dane jest wyrażeniem (24). Zsumowanie napięć, (które w transformatorze odbywa się poprzez sumowanie przepływów) we wtórnym uzwojeniu połączonym w gwiazdę, na podstawie równań (21) oraz (23) i (24) przynosi wynik, który można ująć zależnością:

πj j[ ( )] -j[ ( )]d 6

DK K

πj j( ) j7( ) j13( )d 6

j19( ) -j5( ) -j11( )

-j17( )

j j(7 π)d

2 3 1 1ˆ [ ]3

2 1 1[7 13

1 1 1...) (19 5 111 ...)]

172 1[

7

k t k t

t t t

t t t

t

t t

U e e ek k

U e e e e

e e e

e

U e e

ω ω

ω ω ω

ω ω ω

ω

ω ω

+ −

π π∞ ∞− −6 6

π π π− − −6 6 6

π π π− − −6 6 6

π−6

−

= − =π

= + + +π

+ + − + +

+ + =

= +π

∑ ∑u

j(13 12π)

j(19 ) -j[(5 )]6

-j[(11 )] -j[(17 )]

j j7 j13d

j19 -j5 -j11

-j17

1 (24)13

1 1...19 51 1 ...]

11 172 1 1[

7 131 1 1...

19 5 111 ...]

17

t

t t

t t

t t t

t t t

t

e

e e

e e

U e e e

e e e

e

ω

ω ω

ω ω

ω ω ω

ω ω ω

ω

−

18π 6π− −6

12π 18π− −6 6

+ +

+ + − +

− − + =

= − + +π

− + + − +

+ +

10


j -j11 j13d

-j23 j25

2 2 2ˆ [11 13

2 2 ...]23 25

t t t

t t

U e e e

e e

ω ω ω

ω ω

= − + +π

− + +

u

(25)

W napięciu wyjściowym transformatora wystąpią harmoniczne 1., 11., 13., i 23., 25., i zgodnie z pierwszym równaniem zależności (19) dla fazy A można napisać szereg:

dA

2 2[sin sin(11 )11

2 2sin(13 ) sin(23 )13 232 sin(25 ) ...].25

Uu t t

t t

t

ω ω

ω ω

ω

= − +π

+ − +

+ +

(26)

Kształt napięcia wyjściowego transformatora z rys.1 zmieni się pod wpływem obciążenia. Ten stan jest analizowany symulacyjnie na rysunkach Rys. 5. ÷ 13.

Rys. 5. Zmiana zawartości harmonicznych w zależności od obciążenia układu przy indcos 0,8ϕ = (schemat z Rys. 1)

Rys. 6. Zmiana zawartości harmonicznych w zależności od obciążenia układu przy indcos 0,8ϕ = mierzona

współczynnikiem THD (schemat z Rys. 1)

W przypadku obciążenia indukcyjnego o indcos 0,8ϕ = zawartość harmonicznych nie zmie-nia się znacząco. W liniowym transformatorze nie występują harmoniczne 3. i jej wielokrotne, a współ-czynnik THD osiąga wartość około 14%. Symulacje wykazały, że przy obciążeniu rezy-stancyjnym układu te zmiany są bardziej istotne. W miarę obciążania układu współczynnik THD maleje, a swoją najwyższą wartość osiąga na biegu jałowym układu. Ze wspomnianych powodów, przy założeniu, że transformator jest urządzeniem nieliniowym pojawiają się znacznej wartości harmoniczne, które nie wystę-pują w układzie liniowym. Jednakże te harmoniczne pojawiają się niezależnie od immanentnych cech proponowanego układu wykluczającego ich powsta-wanie.

Rys. 7. Zmiana zawartości harmonicznych w zależności od obciążenia układu przy cos 1,0ϕ = (schemat z Rys. 1)

Rys. 8. Zmiana zawartości harmonicznych w zależności od obciążenia układu przy cos 1,0ϕ = mierzona współczynnikiem

THD (schemat z Rys. 1)

Rys. 9. Zmiana zawartości harmonicznych w zależności od

obciążenia układu przy pojcos 0,9ϕ = (schemat z Rys. 1)

11


Rys. 10. Zmiana zawartości harmonicznych w zależności od obciążenia układu przy pojcos 0,9ϕ = mierzona


Ten stan zilustrowano na rysunkach Rys. 11 i Rys. 12.

Rys. 11. Zmiana zawartości harmonicznych w zależności od

obciążenia układu przy indcos 0,8ϕ = (schemat z Rys. 1)

Rys. 12. Zmiana zawartości harmonicznych w zależności od obciążenia układu przy indcos 0,8ϕ = mierzona


Analiza pracy układu trójfazowego dwukaskado wego falownika napięcia (Rys. 2.)

Zgodnie z teorią przedstawioną w [5] łącząc w od-powiedni sposób falowniki kaskadowe w falowniki dwu i więcej kaskadowe można z napięcia wyj-ściowego takiego falownika wielokaskadowego wyeli-minować kolejne harmoniczne, to jest 11. i 13.. Egzemplifikacją takiego falownika jest ten z rysunku

2. Analizując widmo harmonicznych w jego napięciu wyjściowym można napisać dwie składowe tego na-pięcia: składową napięcia przetransformowaną do uzwojenia połączonego w przedłużony trójkąt i drugą składową napięcia przetransformowaną do uzwojenia połączonego w gwiazdę. Zakłada się przy tym, że przedłużony trójkąt wnosi półgodzinne wyprzedzenie fazowe. Napięcie układu przedłużonego trójkąta może być rozważane jak napięcie układu gwiazdy, przy czym wyzwalanie tranzystorów kaskady zasilającej go musi również opóźniać się względem momentu wy-zwalania kaskady zasilającej uzwojenie przedłużonego

trójkąta o ten sam kąt, to jest o π

12. Zgodnie z zasadą

wzmiankowaną powyżej wyprzedzenie czasowe wnosi się do wykładnika wektora przestrzennego napięcia przedłużonego trójkąta danego teraz przez zależność (25), a po przemnożeniu przez przekładnię zespoloną

πj12

TK e= otrzymuje się napięcie na wyjściu przedłu-żonego trójkąta jako:

Y

π π πj j( ) -j11( )d 12 12 12D

π π πj13( ) -j23( ) j25( )12 12 12

2 2ˆ [ (27)11

2 2 2 ...]13 23 25

t t

t t t

U e e e

e e e

ω ω

ω ω ω

− −

− − −

= − +π

+ − + +

u

Napięcie części wtórnej układu połączonej w gwiazdę jest dane zależnością (25) uzasadnioną powyżej.

j -j11 j13dY

-j23 j25

2 2 2ˆ [11 13

2 2 ...]23 25

t t t

t t

U e e e

e e

ω ω ω

ω ω

= − + +π

− + +

u

Sumowanie tych napięć przynosi wynik:

Y Y

j -j23dD Y D Y

j25

2 4ˆ ˆ ˆ [223

4 ...]25

t t

t

U e e

e

ω ω

ω

= + = − +π

+

u u u

(28)

Wnioski

Powyższe oznacza, że najbliższymi wyższymi harmonicznymi w takim układzie są 23 i 25. Układ może więc pełnić rolę pomocniczego źródła napięcia na pojeździe trakcyjnym, lub źródła autonomicznej sieci o korzystnym kształcie napięcia, a współczynnik THD wynosi wtedy około 6%.

12


Literatura

[1] Norma PN-EN 50160: grudzień 2002 [2] Lubośny Z.: Elektrownie wiatrowe w systemie

elektroenergetycznym, WNT, Warszawa 2006 [3] Markiewicz H.: Instalacje elektryczne. WNT, War-

szawa 2005, wyd. VI [4] Mohan N., Electric drives. MNPERE, Minneapolis

2001 [5] Płachtyna E.: Matematiczeskoje modelirowanie

elektro-maszinno-wentilnych sytem. Izdatielstwo „Wyższa Szkoła”, Lwów 1986

[6] Markiewicz H. Klajn A. Norma PEN 50160. Parametry napięcia zasilającego w publicznych sieciach rozdzielczych w Podręcznik INPE dla elektryków, zeszyt 6, Jakość energii elektrycznej. Europejski program LPQI. Wydawnictwa SEP- COSiW, Warszawa 2005

[7] Skvarenina T. L.: The Power Electronics Handbook. Industrial Electronics Series CRC Press. Washington 2000

[8] Kaźmierkowski M. P.: Automatic Control of Con-verter-Fed Drives. Elsevier Publisher, Amsterdam-London-New York-Tokyo 1994

[9] Halpin S. M., Card A.: Power Quality [in:] Power Electronics Handbook, Rashid M. H. (Editor-in-Chieff), Academic Press 2001

[10] Strzelecki R., Supronowicz H.: Filtracja harmo-nicznych w sieciach zasilających prądu prze-miennego. Wyd. A. Marszałek, Toruń 1999

Autorzy: dr inż. Roman Żarnowski, Uniwersytet Technologiczno-Przyrodniczy, Instytut Elektrotechni-ki, Zakład Energoelektroniki Maszyn i Napędów Elek-trycznych, Al. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Byd-goszcz, E-mail: [email protected], prof. dr hab. inż. Omelian Płachtyna, Uniwersytet Technologiczno-Przyrodniczy Instytut Elektrotechniki, Zakład Energo-elektroniki Maszyn i Napędów Elektrycznych, Al. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz, E-mail: [email protected]; mgr inż. Zbigniew Kłosowski, Uni-wersytet Technologiczno-Przyrodniczy, Instytut Elek-tro-techniki, Zakład Elektroenergetyki, Al. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz, E-mail: [email protected].

13


prof. dr hab. inż. Franciszek Tomaszewski Politechnika Poznańska mgr inż. Sylwin Tomaszewski Instytut Pojazdów Szynowych "TABOR"

W artykule przedstawiono zakres stosowania przekładników ciśnienia dla po-szczególnych pojazdów szynowych z rozbiciem na lokomotywy, wagony i jednostki trakcyjne. Przedstawiono opis przekładnika ciśnienia cylindrowego zaprojektowa-nego i wyprodukowanego przez Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR”. Scha-rakteryzowano poszczególne elementy składowe jego budowy oraz wytypowano te, które mają istotny wpływ na zmianę parametrów pracy przekładnika ciśnienia. Przedstawiono aktualnie obowiązujące kryteria dotyczące parametrów działania przekładnika ciśnienia cylindrowego. Zaprezentowano wybrane wyniki badań, które polegały na ustaleniu wpływu parametrów sprężyny na zmianę wartości histerezy oraz poprawności działania przekładnika ciśnienia. Wartość histerezy oceniano bezwymiarową wielkością zwaną sprawnością przekładnika, analizując przebiegi ciśnień podczas hamowania i luzowania oraz stopniowego hamowania realizowanego przez przekładnik ciśnienia. W pracy zaprezentowano stanowisko do badań, na którym, przy pomocy mikroprocesorowego układu sterowania, za-dawano odpowiednie przebiegi wartości ciśnień zgodnie z algorytmem sterowania stworzonym specjalnie do tego celu.

Dobór elementów przekładnika ciśnienia i ich wpływ na parametry pracy

1 WPROWADZENIE

Podstawowym hamulcem stosowanym w kolejnictwie jest, wynaleziony jeszcze w XIX w. przez George’a Westinghouse’a, hamulec zespolony na sprężone powietrze (hamulec PN). Hamulec ten umożliwia maszyniście sterowanie hamowaniem lub luzowaniem wszystkich pojazdów wchodzących w skład pociągu połączonego z lokomotywą prowadzącą za pośrednic-twem przewodu pneumatycznego zwanego przewo-dem głównym (PG). Funkcja hamulca PN wykony-wana przez połączone w ten sposób układy hamulco-we lokomotywy i wagonów pociągu zależy od warto-ści i gradientu ciśnienia w przewodzie głównym okre-ślanych przez układ sterowania hamulcem PN zabu-dowany w lokomotywie. Za pomocą przewodu głów-nego maszynista przesyła sygnał sterowania hamo-waniem do wszystkich pojazdów w pociągu: hamo-wanie następuje przez obniżenie ciśnienia powietrza w przewodzie głównym, natomiast luzowanie hamul-ców następuje poprzez jego zwiększenie. W jednost-kach trakcyjnych hamowanie i luzowanie pojazdu może odbywać się także za pomocą hamulca elektro-pneumatycznego. Cały proces hamowania przebiegać może dzięki zastosowaniu elektrotechnicznego układu sterowania napełnianiem i opróżnianiem cylindrów hamulcowych lub też, jak to jest w przypadku nowo-czesnych pojazdów, z wykorzystaniem sterowania mikroprocesorowego.

Aby cały system hamulcowy funkcjonował prawi-dłowo na każdym pojeździe, wchodzącym w skład pociągu, musi znajdować się odpowiednia aparatura odbierająca sygnały o hamowaniu bądź luzowaniu hamulców i ujednolicone do pewnego stopnia urzą-dzenia wykonawcze w celu uzyskania zbliżonej sku-teczności hamowania wszystkich wagonów w pocią-gu. Dotyczy to najbardziej odpowiedzialnych urządzeń hamulcowych, takich jak zawór rozrządczy i przekładnik lub przekładniki ciśnienia cylindrów hamulcowych, przyspieszacz hamowania nagłego, zawór ważący i układ przeciwpoślizgowy [1].

2 ZAKRES STOSOWANIA PRZEKŁADNI-KÓW CIŚNIENIA

Jednym z podstawowych modułów sterowania pneu-matycznego w układzie hamulcowym są przekładniki ciśnienia. W Instytucie Pojazdów Szynowych „TA-BOR” opracowano rodzinę przekładników ciśnienia do napełniania cylindrów hamulcowych i przewodu głównego [2]. Przykładowe przekładniki ciśnienia pokazano na rys. 1 i 2.

14


Rys. 2. Przekładnik ciśnienia do napełniania cylindrów hamulcowych o regulowanym przełożeniu.

Rys. 1. Przekładnik ciśnienia do napełniania cylindrów hamulcowych lub przewodu głównego

zespołów trakcyjnych

020406080

100120140160180

ilość

[szt

.]

2007 2008 2009 2010 2011 2012 2013

lata

Wielkość sprzedaży pneumatycznych tablic hamulcowych (2007-2013)

W oparciu m.in. o moduły jakimi są przekładniki ciśnienia, Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR” w Poznaniu, opracował i wdrożył zintegrowane systemy hamulcowe dla: zespołów trakcyjnych EN-57, EW-60, EN-71 i EN-72 modernizowanych przez Newag Nowy Sącz i ZNTK Mińsk Mazowiecki dla Przewo-zów Regionalnych, EN-97 nowy pojazd wyproduko-wany przez PESA Bydgoszcz dla Warszawskiej Kolei Dojazdowej, lokomotyw ET-22, SM-42, ST-44, ST-45, ST-46 dla PKP Cargo i innych prywatnych opera-torów [2]. Na rysunkach 3 i 4 przedstawiono wielkość sprzedaży oraz strukturę dostaw pneumatycznych tablic hamulcowych produkcji IPS „TABOR”, na których zamontowane są przekładniki ciśnienia.

Rys. 3. Wielkość sprzedaży pneumatycznych tablic hamulcowych w latach 2007-2013

Struktura produkcji pneumatycznych tablic hamulcowych (2007-2013)

147

37

474

lokomotywy wagony ezt

Rys. 4. Struktura produkcji pneumatycznych tablic hamulcowych w latach 2007-2013

3 OPIS PRZEKŁADNIKA CIŚNIENIA CY-LINDRÓW HAMULCOWYCH

Przekładnik ciśnienia jest to aparat pneumatyczny służący do wzmacniania sygnału pneumatycznego o wymaganym (przez układ sterowania) ciśnieniu w cylindrze (-ach). Przekładniki ciśnienia możemy po-dzielić na dwie podstawowe grupy:

• sterujące ciśnieniem w przewodzie głównym, • sterujące ciśnieniem w cylindrach

hamulcowych. Poniżej przedstawiono podział przekładników ciśnie-nia sterujących ciśnieniem w cylindrach hamulco-wych zgodny z europejską normą PN – EN 15611+A1 [3].

1. Jednostopniowy przekładnik ciśnienia typu A - przekładnik z jednym stałym przełożeniem, w którym przełożenie to może być mniejsze, równe lub większe niż 1.

2. Wielostopniowy przekładnik ciśnienia typu B - przekładnik ciśnienia z więcej niż jednym stałym przełożeniem, przy czym przełożenia mogą być mniejsze, równe lub większe niż 1.

3. Wielostopniowy przekładnik ciśnienia typu B1 - przekładnik, którego przełożenie może ulegać zmianie podczas hamowania.

4. Wielostopniowy przekładnik ciśnienia typu B2 - przekładnik, którego przełożenie nie może ulegać zmianie podczas hamowania.

5. Przekładnik ciśnienia próżny – ładowny, szczególny typ przekładnika wielostopniowego (typu B1 lub B2) tylko z dwoma stopniami, podający ciśnienie wyjściowe w stanie próż-nym lub ładownym, które jest proporcjonalne do ciśnienia wejściowego zależnie od sygnału obciążenia.

6. Przekładnik ciśnienia typu C o zmiennym sygnale obciążenia - przekładnik ciśnienia z ciągłą zmianą przełożenia, gdzie sygnał obcią-żenia jest użyty w celu zmiany tego przeło-żenia.

7. Wielostopniowy przekładnik ciśnienia typu C1 o zmiennym sygnale obciążenia- wielostopnio-wy przekładnik ciśnienia z ciągłą zmianą prze-łożenia, gdzie sygnał obciążenia jest użyty w celu zmiany tego przełożenia.

8. Przekładnik ciśnienia typu D z wieloma sygna-łami wejścia - przekładnik ciśnienia (typu A, B lub C) z dwoma (lub więcej) sygnałami wejściowymi, kontrolującymi pojedyncze ciśnienie wyjścia.

9. Przekładnik ciśnienia typu E ze zmiennym sygnałem obciążenia i z załamaną charakterys-tyką - przekładnik ciśnienia o zmiennym sygnale obciążenia (typu C) ze szczególną, nieliniową charakterystyką, która pojawia się automatycznie podczas eksploatacji kiedy pojazd jest hamowany z odpowiednio większą

15


skutecznością hamowania. Na rys. 5. przedstawiono miejsce przekładni-

ka ciśnienia w układzie hamulcowym pojazdu szyno-wego. Może on być zainstalowany w różnej odległo-ści od zaworu rozrządczego na oddzielnym wsporniku lub wspólnym wsporniku z zaworem rozrządczym (tzw. układ kompaktowy albo zespół hamulcowy). Istnieją też konstrukcje, w których przekładnik przy-mocowany jest wprost do zaworu rozrządczego. Jed-nak w tym opracowaniu zostaną przedstawione prze-kładniki ciśnienia, które są zamontowane jako aparaty modułowe na hamulcowych tablicach pneumatycz-nych pojazdów szynowych, produkowane przez Insty-tut Pojazdów Szynowych „TABOR”.

Zawór rozrządczyZbiornik sterujący Zbiornik pomocniczy

Przek ładnikciśnienia

Przewód Główny

Cylinderhamulcowy

F

Rys. 5. Miejsce przekładnika ciśnienia w układzie hamulcowym pojazdu szynowego

W konstrukcji przekładnika zastosowano sze-reg rozwiązań opartych na tłokach przenoszących odpowiednie siły i ciśnienia, uszczelnionych mem-branami, zaworkach z gumowym pierścieniem uszczelniającym typu O-ring i typu U oraz spręży-nach. Przewidziano także bardzo szeroki zakres regu-lacji parametrów w celu dopasowania charakterystyki przekładnika ciśnienia do zróżnicowanych potrzeb pojazdów szynowych.

Rys. 6. Schemat działania jednostopniowego przekładnika ciśnie-nia produkcji IPS „TABOR”

Z – powietrze zasilające, C – cylinder, S – sygnał sterujący, 1 – korpus przekładnika, 2 – zaworek napełniający, 3 – siedzisko

zaworka, 4 – sprężyna, 5 – tłok, 6 – membrana, 7 – trzon drążony, 8 – pierścień uszczelniający

Główny element przekładnika ciśnienia skła-da się z wyprofilowanego trzonu drążonego (8) połą-czonego z tłokami (5) i membranami (6). Porusza się on w korpusie (1) w górę lub w dół zależnie od różni-cy ciśnień występującej po dwóch stronach membra-ny. Do każdego przekładnika stale jest dostarczane powietrze zasilające (Z) ze zbiorników pomocni-czych. Gdy zawór rozrządczy wygeneruje sygnał sterujący (S) do komory pod dolnym tłokiem docho-dzi do przesunięcia w górę trzonu i otwarcia zaworka (2), co pozwala na przepływ się powietrza zasilające-go na stronę wyjściową przekładnika (C) do pojem-ności cylindra hamulcowego. W sytuacji odwrotnej, gdy maleje sygnał sterujący (S), zaworek zamyka dopływ z zasilania (Z), a powietrze znajdujące się po stronie wyjściowej (C) przekładnika uchodzi z cylin-dra do atmosfery poprzez trzon drążony.

4 WYMAGANIA DOTYCZĄCE DZIAŁANIA PRZEKŁADNIKA CIŚNIENIA

Histereza – zjawisko histerezy przedstawia się najczęściej na wykresie dwóch zależnych od siebie wielkości w postaci pętli histerezy (rys. 7)

Rys. 7. Wykres obrazujący histerezę i czułość przekładnika ci-śnienia.

1- czułość inicjacyjna, 2 - histereza, 3 - czułość odwrócona, ps - ciśnienie wejściowe, pc - ciśnienie wyjściowe. [1]

Pod pojęciem histerezy przekładnika ciśnienia rozumiemy różnicę ciśnienia cylindrowego (wyjścio-wego) dla tej samej wartości ciśnienia sterującego (wejściowego), przy czym raz ciśnienie sterujące wzrasta do zadanej wartości, a drugim razem spada do wartości zadanej. Tak określona histereza prze-kładnika ciśnienia jest wielkością wyrażoną w kPa (1).

H = P2 - P1 (1) gdzie:

P1 - ciśnienie wyjściowe przy wzroście ciśnie-nia wejściowego, P2 - ciśnienie wyjściowe przy spadku ciśnienia wejściowego.

Można również ocenić wielkość histerezy (strat) prze-kładnika bezwymiarową wielkością zwaną sprawno-ścią przekładnika ciśnienia (2).

16


2

1A

A=η (2)

gdzie: A1 - pole powierzchni pod krzywą obrazującą wzrost ciśnienia, A2 - pole powierzchni pod krzywą obrazującą spadek ciśnienia.

Czułość – w przypadku przekładnika ciśnienia jest to odpowiedź ciśnienia cylindrowego (wyjściowego) na zmianę ciśnienia sterującego (wejściowego). Zgodnie z normą PN – EN 15611+A1 rozróżniamy czułość:

- inicjacyjną, polegającą na tym, że zmiana ci-śnienia wejściowego, począwszy od 0 kPa, po-woduje, że ciśnienie wyjściowe zacznie wzra-stać,

- powrotną, występująca gdy ciśnienie wejścio-we zmienia swój kierunek z rosnącego do ma-lejącego.

Zgodnie z normą PN - EN 15611+A1, dopuszczalna czułość dla przekładników ciśnienia wynosi [1]:

1. dla przekładnika o przełożeniu 1 lub więk-szym czułość musi wynosić ≤ 10 kPa.

2. dla przekładnika o przełożeniu mniejszym niż 1 czułość jest wyrażona w stopniach hamo-wania i luzowania. Minimum 5 stopni zmiany ciśnienia wyjściowego musi zostać osiągnię-tych pomiędzy inicjacyjnym a maksymalnym ciśnieniem wejściowym.

3. czułość inicjacyjna dla wszystkich przekład-ników ciśnienia musi wynosić ≤ 30 kPa. Wzrost ciśnienia wejściowego do wartości 30 kPa powinien spowodować wzrost ciśnienia wyjściowego do wartości ≥ 10 kPa.

4. czułość odwrócona, dla przekładnika ciśnie-nia o przełożeniu 1 lub większym, musi wy-nosić ≤ 20 kPa.

5. czułość odwrócona, dla przekładnika ciśnie-nia o przełożeniu pomiędzy 0,5 a 1 musi wy-nosić ≤ 40 kPa.

Dla przekładników ciśnienia o przełożeniu mniejszym niż 0,5 nie ma określonych wymagań co do czułości.

5 BADANIA STANOWISKOWE

Stanowisko do badań przekładników ciśnienia zostało utworzone w oparciu i przy wykorzystaniu ogólnego stanowiska kontrolno pomiarowego SKP znajdującego się w Dziale Kontroli Jakości Instytutu Pojazdów Szynowych „TABOR”. Stanowisko SKP [rys. 8.] służy do odbioru zarówno skomplikowanych układów hamulcowych takich jak kontenery i tablice pneumatyczne oraz pojedynczych aparatów pneuma-tycznych. Całość układu jest zasilana sprężonym powie-trzem wytwarzanym przez sprężarkę śrubową. W skład stanowiska wchodzą zespoły zbiorników na

sprężone powietrze, reduktorów ciśnienia, zaworów odcinających, elektrozaworów, manometrów i różne-go rodzaju przyłączy pneumatycznych. Na każdym przyrządzie do pomiaru ciśnienia zabudowany jest przetwornik ciśnienia, który przy pomocy konwertera sygnałów oraz odpowiednio oprogramowanego kom-putera pozwala na wizualizację i rejestrację przebie-gów ciśnień, będących parametrami pracy danego układu hamulcowego, w funkcji czasu.

Rys. 8. Widok ogólny stanowiska kontrolno pomiarowego SKP

Rys. 9. Schemat stanowiska do badań przekładników ciśnienia.

Na stanowisku przedstawionym na rysunku 8 dokonano badań przekładnika ciśnienia typu 6ZH 12-4 oraz 6ZH 31 (rys.1 i 2). Badanie polegało na prze-analizowaniu przebiegów ciśnień cylindrowych uzy-skanych podczas próby hamowania i luzowania, zgodnie z opracowanym algorytmem sterowania ci-śnieniem i porównaniu ich z wymaganiami dotyczą-cymi działania przekładnika ciśnienia. Pomiarów dokonano dla 8 sprężyn (rys. 6, poz. 4) o różnej cha-rakterystyce. Sprężyny dobrano w odniesieniu do nominalnie stosowanej. Na rysunku 10 znajduje się przebieg całej próby dla przekładnika ciśnienia typu 6ZH 12-4. Próba składa się z hamowania pełnego i luzowania po takim hamowaniu, hamowania i luzo-wania stopniowego (wzrost i spadek ciśnienia co 20 kPa), próby czułości dla niskiego oraz wysokiego ciśnienia (wzrost i spadek ciśnienia co 5 kPa). Nato-miast na rysunku 11 znajduje się podobny przebieg ciśnień, z tą różnicą że próba dotyczy drugiego typu przekładnika ciśnienia czyli 6ZH 31 oraz przebiegi ciśnień cylindrowych zostały zarejestrowane dla

17


dwóch sprężyn o różnych charakterystykach – bardzo słabej i bardzo mocnej (tab. 1).

Przekładnik ciśnienia typu 6ZH 12-4 - przebieg próby

0100200300400500600700800900

1000

60 120 180 240 300 360

t [s]

P [k

Pa] ZAS kPa

CYL kPaSTER kPa

Rys. 10. Przebieg ciśnień cylindrowych dla całej próby zgodnie z algorytmem sterowania ciśnieniem.

Tabela 1. Parametry sprężyn wykorzystanych do badań przekładników ciśnienia

Nr sprężyny P1 [N] P2 [N] d [mm] D [mm] L0 [mm] Lbl [mm] z zc C [N/mm] 1 2,2 5,1 0,7 9,3 23,0 4,2 6,0 4,0 0,73

nominalna 12,9 30,1 1,2 9,3 23,0 12,6 8,0 6,0 4,30 8 61,8 78,1 1,3 9,3 35,2 13,7 10,5 8,5 4,07

Gdzie: P1 [N] – napięcie wstępne sprężyny P2 [N] – max siła napięcia sprężyny d [mm] – średnica drutu z – całkowita liczba zwojów

zc – liczba zwojów czynnych D [mm] – średnica sprężyny C [N/mm] – stała sprężyny (sztywność) L0 [mm] – długość sprężyny

Przekładnik ciśnienia typu 6ZH 31, P CYL = 240 kPa - przebieg próby dla dwóch sprężyn o różnych charakterystykach

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

60 120 180 240 300 360

t [s]

P [k

Pa] STER kPa

SPRĘ 1 kPaSPRĘ 8 kPa

M ax w a rtoś ć h iste rez y d la p rz ek ła dn ika jed nos to pnio w ego z g o dn ie z n or m a PN-EN 1 56 11+ A1

0

5 0

10 0

15 0

20 0

25 0

30 0

35 0

40 0

0 5 0 1 00 1 50 2 00 2 50 3 00 3 50 4 00

P S T E R [kP a]

P C

YL

[kP

C YL kP a

Rys. 11. Przebieg ciśnień cylindrowych przekładnika typu 6ZH 31 dla dwóch sprężyn o różnych charakterystykach.

Rys 12. Wymagana wartość histerezy dla jednostopniowego przekładnika ciśnienia.

M a x war tość histerez y dla po zos ta łych p rz ek ła dnik ów z god nie z no rmą P N-EN 15 61 1+A1

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 50 100 150 200 250 300 350 400

P S TE R [kP a]

P C

YL

[kP

a

C YL kP a

Rys. 13. Wymagana wartość histerezy dla przekładników ciśnienia innych niż jednostopniowe.

Zgodnie ze wzorami (1) i (2) wyznaczono na-stępujące dopuszczalne wartości histerezy w ujęciu liczbowym: – jednostopniowe przekładniki ciśnienia (rys. 12):

H = 10 kPa η(w) = 0,9512

– pozostałe przekładniki ciśnienia (rys. 13): H = 15 kPa η(w) = 0,9286

Z uwagi na fakt, że przebieg pętli histerezy dla hamowania i luzowania stopniowego w rzeczywi-stości odbiega od przebiegu wzorcowego przedsta-wionego na rysunkach 12 i 13, niemożliwe jest jedno-znaczne określenie wartości histerezy w kPa. W związku z tym postanowiono określić histerezę prze-kładnika ciśnienia tylko w oparciu o wielkość bez-wymiarową zgodnie z rys.7.

6ZH 31, sprężyny nr 1 i nr 8, P CYL = 240 kPa, hamowanie i luzowanie stopniowe - pętla histerezy

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

0 50 100 150 200 250 300 350 400

P STER [kPa]

P C

YL

[kP

a]

SPRĘ 1SPRĘ 8

Rys. 14. Pętle histerezy dla sprężyny nr 1 i sprężyny nr 8.

18


Obliczając stosunek pól powierzchni pod krzywą obrazującą napełnianie cylindra hamulcowego do pól powierzchni pod krzywą obrazującą luzowanie cylin-dra hamulcowego zgodnie ze wzorem (2) otrzymano następujące wyniki:

- dla sprężyny nr 1 η = 0,9903 - dla sprężyny nr 8 η = 0,8404

Porównując otrzymane wyniki z wymagany-mi parametrami możemy zauważyć, że sprężyna nr 1 spełnia wymagania dotyczące wielkości histerezy (η > η(w)), natomiast sprężyna nr 8 tych wymagań nie spełnia (η < η(w)).

6 PODSUMOWANIE

W pracy przedstawiono istotę i zastosowanie przekładników ciśnienia w układach hamulcowych pojazdów szynowych. Przekładniki są modułami za-pewniającymi prawidłowe działanie hamulca w po-jazdach szynowych. Dlatego ich poprawne funkcjo-nowanie zapewnia skuteczne hamowanie pociągu a przez to zapewnienie bezpieczeństwa pasażerom i ładunkom.

LITERATURA

Zapoczątkowane badania przekładników ciśnie-nia związane są z opracowaniem metody oceny ich stanu technicznego. Przedstawiono wyniki badań sprężyny przekładnika, oraz możliwości wykorzysta-nia pola histerezy jako parametru pozwalającego oce-nić jego stan techniczny. Wartość histerezy oceniano bezwymiarową wielkością zwaną sprawnością prze-kładnika, analizując przebiegi ciśnień podczas hamo-wania i luzowania stopniowego realizowanego przez przekładnik ciśnienia zgodnie z normą PN-EN 15611+A1 [3]. Przeprowadzone badania wykazały zależność między siłą zastosowanej sprężyny a warto-ścią histerezy działania przekładnika ciśnienia.

W dalszych pracach realizowane będą badania pozostałych elementów przekładnika ciśnienia w celu pełnej diagnostyki i lokalizacji niezdatności.

[1] Maluśkiewicz M., Goliwąs D.: Analiza systemów diagnozowania stanu układów sterowania hamulcami pojazdów szynowych. OR-9759. Opracowanie wewnętrzne IPS „TABOR”. Wrzesień 2010

[2] Kaluba M., Goliwąs D.: Modułowy system sterowania hamulcami pojazdów trakcyjnych . Pojazdy Szynowe 4/2012

[3] PN-EN 15611+A1: 2011: Kolejnictwo – Hamowanie – Przekładniki ciśnienia.

19


Poniższy artykuł jest pierwszym z cyklu pod wspólnym tytułem „Prawne regulacje w zakresie systemu kolei”. Zawiera podstawowe informacje opracowane na pod-stawie różnego rodzaju dokumentów obowiązujących dla taboru kolejowego. Mo-gą być one pomocne w pracy specjalistów zajmujących się konstrukcją, badaniami oraz certyfikacją taboru kolejowego i jego głównych składników oraz w pracy in-żynierów w zakładach produkujących tabor. Na końcu artykułu umieszczone zosta-ło obszerne zestawienie dokumentów związanych z tematem artykułu. Artykuł zawiera także tzw. linki do stron internetowych, dzięki którym czytelnik może uzyskać dostęp do całych tekstów przytoczonych i omawianych dokumentów. W kolejnych numerach kwartalnika ukazywać się będą kolejne artykuły dotyczące praktycznego stosowania przepisów dotyczących taboru kolejowego.

Prawne regulacje w zakresie systemu kolei Unijne i krajowe przepisy dotyczące taboru kolejowego

dr inż. Zbigniew Durzyński, prof. IPS Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR”

1 Dyrektywy w zakresie kolejnictwa [1÷4] i dokumenty związane

Dyrektywa w sprawie interoperacyjności systemu kolei we Wspólnocie [1] zaczyna się preambułą (56 punktów) i składa się z następujących artykułów (wytłuszczoną kursywą wyróżniono te, które dotyczą lub które wymieniają jednostki notyfikowane (NoBo - Notyfied Body *): 1) Przepisy ogólne, które zawierają następujące części:

- cel i zakres stosowania - definicje - ogólna zgodność - zasadnicze wymagania

2) Techniczne specyfikacje interoperacyjności, na które składają się: - zawartość TSI - przyjęcie, przegląd i publikacja TSI - braki w TSI - rozszerzenie zakresu stosowania TSI - odstępstwa

3) Składniki interoperacyjności, z następującym rozdziałami: - wprowadzenie do obrotu składników interoperacyjności - zgodność lub przydatność do stosowania - niezgodność specyfikacji europejskich z zasadniczymi wymaganiami - procedura dotycząca deklaracji WE o zgodności lub przydatności do stosowania - niezgodność składników interoperacyjności z zasadniczymi wymaganiami

4) Podsystemy, opisane w poniższych rozdziałach: - procedura dopuszczenia do eksploatacji - swobodny przepływ podsystemów - zgodność z TSI i przepisami krajowymi - procedura sporządzania deklaracji weryfikacji WE - niezgodność podsystemów z zasadniczymi wymaganiami - dopuszczenie istniejących podsystemów do eksploatacji po odnowieniu lub modernizacji

5) Pojazdy, które zawierają następujące części: - zezwolenie na dopuszczenie pojazdów do eksploatacji - pierwsze zezwolenie na dopuszczenie do eksploatacji pojazdów zgodnych z TSI - dodatkowe zezwolenia na dopuszczenie do eksploatacji pojazdów zgodnych z TSI - pierwsze zezwolenie na dopuszczenie do eksploatacji pojazdów niezgodnych z TSI - dodatkowe zezwolenia na dopuszczenie do eksploatacji pojazdów niezgodnych z TSI - zezwolenie na dopuszczenie typów pojazdów do eksploatacji - klasyfikacja przepisów krajowych

20


6) Jednostki notyfikowane 7) Komitet i program pracy z następującym rozdziałami:

- procedura komitetu - zadania uzupełniające - program prac

8) Rejestry sieci i pojazdów, opisane w rozdziałach: - system numerowania pojazdów - krajowe rejestry pojazdów - europejski rejestr typów pojazdów dopuszczonych do eksploatacji - rejestr infrastruktury

9) Przepisy przejściowe; opisują projekt systemów odniesienia 10) Przepisy końcowe, które zawierają następujące części:

- uzasadnienie - transpozycja - sprawozdania i informacje - uchylenie - wejście w życie - adresaci.

W latach 2009 – 2013 wprowadzono istotne zmiany dotyczące załączników do dyrektywy [2], [3] i [4]. Opisana dyrektywa była podstawą do opracowania i publikacji szeregu technicznych specyfikacji interoperacyjności, które zawierają wymagania dla odpowiednich podsystemów, wprost lub przez odniesienie do norm europejskich i sporadycznie do kart UIC. Zgodnie z [3] system kolei podzielony został na podsystemy:

a) strukturalne: — infrastruktura — energia — sterowanie – urządzenia przytorowe — sterowanie – urządzenia pokładowe — tabor;

b) eksploatacyjne: — ruch kolejowy — utrzymanie — aplikacje telematyczne dla przewozów pasażerskich i dla przewozów towarowych.

W dalszej części niniejszego artykułu tekst będzie koncentrował się na dwóch podsystemach: - tabor - sterowanie – część pokładowa.

Zmienione załączniki to: Zał. II: Zakres stosowania Zał. III: Podsystemy Zał. V: Deklaracja weryfikacji WE podsystemów Zał. VI: Procedura weryfikacyjna WE dla podsystemów Zał. VII: Parametry do skontrolowania w celu dopuszczenia do eksploatacji pojazdów

niezgodnych z TSI oraz klasyfikacja przepisów krajowych Link do tekstów ww. dyrektyw (po otwarciu pliku kliknięcie na np. PL otwiera wybrany dokument): http://www.utk.gov.pl/pl/wymagania-wspolnotowe/prawo-wspolnotowe/128,Dyrektywy-Rozporzadzenia-i-Decyzje.html.

2 Pakiet Technicznych Specyfikacji Interoperacyjności

Podstawowymi dokumentami zawierającymi wymagania i opisującymi procedury związane z bada-niami i weryfikacją podsystemów i składników interoperacyjności są techniczne specyfikacje intero-peracyjności wprowadzane w życie decyzjami lub rozporządzeniami Komisji Europejskiej. Układ tych wszystkich tych dokumentów jest podobny, ich tekst zamieszczony jest w załączniku do wymienionych w pkt. 7 niniejszego artykułu decyzji/rozporządzeń. Wszystkie TSI składają się z na-stępujących głównych punktów:

21


- wstęp/wprowadzenie - definicja podsystemu (i jego funkcje) - wymagania podstawowe/zasadnicze - charakterystyka podsystemu (punkt 4; główny) - składniki interoperacyjności - ocena zgodności lub przydatności do stosowania oraz weryfikacja podsystemu - wdrożenie/wprowadzenie w życie - załączniki (A÷…) – różna liczba załączników w odpowiednich TSI.

Przykładowo charakterystyka podsystemu Tabor (wytłuszczona powyżej) została zredagowana w następującym układzie:

4.1. Wstęp ...................................................................................................................................................... 26 4.2. Specyfikacja funkcjonalna i techniczna podsystemu „TABOR” ........................................................ 27 4.3. Specyfikacja funkcjonalna i techniczna interfejsów ............................................................................. 83 4.4. Zasady eksploatacji .............................................................................................................................. 86 4.5. Zasady utrzymania ................................................................................................................................ 87 4.6. Kompetencje zawodowe ....................................................................................................................... 87 4.7. Warunki bezpieczeństwa i higieny pracy ............................................................................................. 87 4.8. Europejski rejestr typów pojazdów dopuszczonych do eksploatacji ................................................... 88

Spis treści pkt. 4.2 przedstawia się następująco: 4.2.1. Część ogólna ..................................................................................................................................... 27 4.2.2. Konstrukcja oraz części mechaniczne .............................................................................................. 29 4.2.3. Oddziaływanie między pojazdem szynowym a torem i skrajnią ..................................................... 34 4.2.4. Hamowanie ....................................................................................................................................... 45 4.2.5. Kwestie dotyczące pasażerów ........................................................................................................... 54 4.2.6. Warunki środowiskowe i skutki działania sił aerodynamicznych ...................................................... 61 4.2.7. Światła zewnętrzne oraz dźwiękowe i wizualne urządzenia ostrzegawcze........................................ 65 4.2.8. Urządzenia trakcyjne i elektryczne ................................................................................................... 66 4.2.9. Kabina maszynisty i interfejs maszynista/pojazd .............................................................................. 71 4.2.10. Bezpieczeństwo przeciwpożarowe i ewakuacja ............................................................................. 76 4.2.11. Obsługa ............................................................................................................................................ 79 4.2.12. Dokumentacja wymagana do celów eksploatacji i utrzymania ....................................................... 80

Dla przykładu, poniżej przedstawiono zawartość podrozdziału 4.2.8. 4.2.8.1. Osiągi trakcyjne .............................................................................................................................. 66 4.2.8.2. Zasilanie .......................................................................................................................................... 67

4.2.8.2.1. Część ogólna ........................................................................................................................ 67 4.2.8.2.2. Eksploatacja w zakresie napięć i częstotliwości .................................................................. 67 4.2.8.2.3. Hamulec odzyskowy oddający energię do sieci trakcyjnej ................................................. 67 4.2.8.2.4. Moc maksymalna i prąd maksymalny z sieci trakcyjnej ..................................................... 67 4.2.8.2.5. Prąd maksymalny podczas postoju dla systemów zasilania prądem stałym (DC) .............. 68 4.2.8.2.6. Współczynnik mocy ............................................................................................................ 68 4.2.8.2.7. Zakłócenia …. w przypadku systemów zasilania prądem przemiennym (AC) .................. 68 4.2.8.2.8. Funkcja pomiaru zużycia energii elektrycznej .................................................................... 68 4.2.8.2.9. Wymagania dotyczące pantografu ...................................................................................... 68

4.2.8.3. Napęd wysokoprężny i inne systemy napędu z silnikami cieplnymi ............................................. 71 4.2.8.4. Ochrona przed zagrożeniami elektrycznymi .................................................................................. 71

Do TSI – Lok & pas [5] włączono następujące załączniki: A. Zderzaki i układ cięgłowy B. Punkty podnoszenia na linach i podnoszenia podnośnikiem C. Przepisy specjalne dotyczące taboru kolejowego specjalnego przeznaczonego do budowy i

utrzymania infrastruktury kolejowej (OTM – maszyn torowych) D. Licznik energii E. Wymiary antropometryczne maszynisty F. Widoczność do przodu G. Rezerwa H. Ocena podsystemu „TABOR” I. Aspekty, co do których nie jest dostępna specyfikacja techniczna (punkty otwarte) J. Normy lub dokumenty normatywne przywołane w niniejszej TSI,

22


natomiast do TSI – wagony [6] włączono następujące dodatki: A. Punkty otwarte B. Procedury szczególne dla dynamiki ruchu C. Dodatkowe warunki nieobowiązkowe D. Normy lub dokumenty normatywne przywołane w niniejszej TSI E. Oznaczenia sygnałowe końca pociągu F. Ocena przypisana do etapów produkcji G. Wykaz w pełni zatwierdzonych kompozytowych klocków hamulcowych do transportu

międzynarodowego. Należy zwrócić uwagę, że rozdz. 4.2.3.3.1 w [5] został zmieniony w specyfikacji dotyczącej sterowania (załącznik „I” w [11]). Zakres stosowania pakietu TSI jest zróżnicowany i zależny od rodzaju taboru. W tablicy poniżej, na podstawie [20], zestawiono TSI obowiązujące dla danego rodzaju taboru.

Zestawienie TSI w odniesieniu do rodzaju taboru Tab. 1

Lp. Rodzaj taboru TSI (nr wg wykazu w pkt. 7) 1 Tabor trakcyjny 5 - 7 9 8 10 - 2 Wagony towarowe - 6 7 9 - - - 3 Wagony pasażerskie 5 - 7 9 8 - - 4 Pojazdy specjalne *) ko

nwen

-cj

onal

ny

5 - 7 9 - 10 - 5 Koleje dużych prędkości - - 9 8 10 12 *) – do obsługi infrastruktury

Opracowane zostały także wytyczne i przewodniki stosowania prawa europejskiego w zakresie kolej-nictwa.

Link do tekstów TSI jest następujący: http://www.utk.gov.pl/pl/wymagania-wspolnotowe/prawo-wspolnotowe/430,Techniczne-Specyfikacje-dla-Interoperacyjnosci.html, natomiast do tekstów wytycznych i przewodników, jak niżej: http://www.utk.gov.pl/pl/wymagania-wspolnotowe/wytyczne-i-przewodniki/129,Kluczowe-dokumenty-pozalegislacyjne.html. Po otwarciu plików kliknięcie na identyfikator powoduje otwarcie wybranego dokumentu.

3 Ustawa i rozporządzenia krajowe ws. kolei i interoperacyjności

Polskie prawodawstwo w obszarze pojazdów kolejowych zostało podzielone na podstawie [14] na dwa sektory: A - pojazdy wąskotorowe, do obsługi bocznic i metra: [15], [16] i [17], B - pojazdy na tor 1435 mm i na tor szerszy: [18] i [19]. Do pojazdów grupy A odnosi się tryb „świadectwowy”. Do przeprowadzania koniecznych ba-dań/opiniowania upoważnionych jest aktualnie 14 jednostek wymienionych w zał. nr 3 do [17], wśród nich Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR”. Pojazdy grupy B (zarówno zgodnie jak i niezgodne z TSI) podlegają trybowi „zezwoleniowemu”.

23


Weryfikację WE podsystemu (pojazdu) zgodnego z TSI (vide definicja) przeprowadza notyfikowana jednostka (vide definicja), której notyfikacja zawiera odpowiedni zapis w zakresie notyfikacji. W Pol-sce jest pięć podmiotów notyfikowanych, wśród nich Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR” (NB 1940). Weryfikację podsystemu (pojazdu) niezgodnego z TSI (vide definicja) przeprowadza jednostka uprawniona. Według [19] w Polsce są trzy podmioty, wśród nich Instytut Pojazdów Szynowych „TA-BOR”. Tryby dopuszczenia do eksploatacji pojazdów kolejowych i typu kolejowego są następujące: A) pojazdy nie objęte TSI (metro, pojazdy na tor < 1435 mm, do obsługi bocznic) B) pojazdy objęte TSI

B.1) pojazdy zgodne z TSI B.1.1) nowe (bez wcześniejszego dopuszczenia w kraju UE) B.1.2) z wcześniejszym dopuszczeniem w kraju UE

B.2) pojazdy niezgodne z TSI B.2.1) nowe (bez wcześniejszego dopuszczenia w kraju UE) B.2.2) z wcześniejszym dopuszczeniem w kraju UE.

Rozporządzenie [21] wprowadza nowe regulacje dotyczące wniosków o „przedłużenie” ważności świadectwa tymczasowego. Według § 2 ust. 3:

W przypadkach, o których mowa w § 19 ust. 13, do wniosku o wydanie nowego świadectwa do-puszczenia do eksploatacji typu nie jest wymagane ponowne załączanie właściwych dokumentów, o których mowa w ust. 2 pkt 1, 2 i 4.

Według § 19 ust. 13: Jeżeli próby eksploatacyjne nie mogą być wykonane w terminie przewidzianym w programie prób eksploatacyjnych z przyczyn niezależnych od podmiotu ubiegającego się o wydanie świadectwa dopuszczenia do eksploatacji typu lub ze względu na konieczność przeprowadzenia dodatkowych badań lub ekspertyz, podmiot ten występuje z wnioskiem o wydanie nowego świadectwa na czas określony, przewidziany na wykonanie tych prób.

Wystarczające jest wtedy: 3) porozumienie w sprawie wykonania prób eksploatacyjnych, którego wzór określa załącznik nr 2 do rozporządzenia, wraz z ich programem – dotyczy typów, dla których wymagane jest przeprowa-dzenie prób eksploatacyjnych.

W innych przypadkach, zgodnie z § 2 ust. 2 pkt. 2), wniosek musi zawierać opinię techniczną jednost-ki organizacyjnej, o której mowa w poniżej przytoczonym ust. 9 art. 22g Ustawy o transporcie kole-jowym [14].

9. Prezes UTK zamieszcza w Biuletynie Informacji Publicznej na stronie podmiotowej Urzędu Transportu Kolejowego wykaz jednostek organizacyjnych uprawnionych do wykonywania ba-dań technicznych koniecznych do uzyskania świadectw dopuszczenia do eksploatacji typu, stwierdzania zgodności z typem oraz wydawania certyfikatów zgodności typu i certyfikatów zgodności z typem wraz ze wskazaniem zakresu ich uprawnień.

Jednostka uprawniona musi uzyskać certyfikat akredytacji na podstawie ustawy [22] o systemie oceny zgodności w zakresie odpowiadającym prowadzonej działalności. W ustawie [14] w art. 4. znajduje się, ważny dla jednostek upoważnionych w okresie przejściowym, zapis:

Jednostki, które przed dniem wejścia w życie niniejszej ustawy, zostały upoważnione do przepro-wadzania badań koniecznych do uzyskania świadectw dopuszczenia do eksploatacji typu, na pod-stawie przepisów wydanych na podstawie art. 23 ust. 7 pkt 1 lit. b ustawy, o której mowa w art. 1, w brzmieniu dotychczasowym, mogą wykonywać badania w zakresie określonym w tych przepi-sach, a także wydawać certyfikaty zgodności typu i certyfikaty zgodności z typem dla typów urzą-dzeń, budowli i pojazdów kolejowych, do badania których są upoważnione, nie dłużej niż do dnia 31 grudnia 2015 r.

4 Definicje

Dla łatwiejszego prezentowania treści odnośnych przepisów można przytoczyć za [1], [13], [14], [17] i [19] następujące definicje:

24


Interoperacyjność systemu kolei: zdolność systemu kolei do zapewnienia bezpiecznego i nieprzerwanego ruchu pociągów, spełniającego warunki techniczne, ruchowe, eksploatacyjne i prawne, których zachowanie zapewnia dotrzymanie zasadniczych wymagań dotyczących interoperacyjności systemu kolei i umożliwia efektywne poruszanie się po transeuropejskiej sieci kolejowej; Jednostki notyfikowane: organy odpowiedzialne za ocenę zgodności lub przydatności do stosowania składników interoperacyjności oraz za prowadzenie procedur weryfikacji WE podsystemów. Jednostki uprawnione: organy odpowiedzialne za przeprowadzenie badań niezbędnych do dopuszczenia do eksploatacji pojazdów kolejowych niezgodnych z TSI. Jednostki upoważnione: jednostki organizacyjne upoważnione do przeprowadzania badań koniecznych do uzyskania świadectw dopuszczenia do eksploatacji typu. Uwaga: W rozporządzeniu [17] zmieniono nazwę: jednostka wyznaczona jednostka uprawniona. Pojazd zgodny z TSI: pojazd, który jest zgodny ze wszystkimi istotnymi TSI obowiązującymi w momencie dopuszczenia do eksploatacji, pod warunkiem, że znaczna część zasadniczych wymagań została określona w tych TSI i że odpowiednia TSI dotycząca taboru weszła w życie i ma zastosowanie – art. 22 ust. 1 dyrektywy w sprawie interoperacyjności. Pojazd niezgodny z TSI: pojazd, które nie jest zgodny ze wszystkimi stosownymi TSI obowiązującymi w dniu dopuszczenia tego pojazdu do eksploatacji, w tym pojazdy objęte odstępstwami, lub gdy znaczna część zasadniczych wymagań nie została ujęta w jednej lub kilku TSI – art. 24 ust. 1 dyrektywy w sprawie interoperacyjności. Składnik interoperacyjności: podstawowe składniki, grupy składników, podzespoły lub zespoły, które są włączone lub które mają być włączone do podsystemu, od którego pośrednio lub bezpośrednio zależy interoperacyjność systemu kolei; składnikiem interoperacyjności jest również oprogramowanie. Certyfikat weryfikacji WE podsystemu: dokument wydany przez notyfikowaną jednostkę certyfikującą potwierdzający, że podsystem jest zgodny z zasadniczymi wymaganiami dotyczącymi interoperacyjności systemu kolei. Certyfikat WE zgodności lub przydatności do stosowania składnika interoperacyjności: dokument wydany przez notyfikowaną jednostkę certyfikującą potwierdzający, że składnik interoperacyjności jest zgodny z zasadniczymi wymaganiami dotyczącymi interoperacyjności systemu kolei lub potwierdzający, że składnik interoperacyjności jest przydatny do stosowania. Link do krajowych aktów prawnych (kliknięcie po otwarciu pliku otwiera wybrany dokument): http://www.utk.gov.pl/pl/akty-prawne/227,Akty-Prawne-obowiazujace-w-Urzedzie-Transportu-Kolejowego.html

5 Projekty unijnych aktów prawnych Tryb opracowywania i wprowadzania w życie nowych lub znowelizowanych przepisów w zakresie kolei europejskich charakteryzuje się dużą dynamika, dlatego warto śledzić nie tylko zachodzące zmiany, lecz także zapowiedzi zmian. Jedna z tych zapowiedzi jest przedstawiono poniżej.

25


Przykładowo, w tłumaczeniu roboczym autora, podano tekst punktów wybranych ze względu na od-niesienie do polskiej specyfiki:

7.1.1.4 Zastosowanie do pojazdów projektowanych wyłącznie do eksploatacji w systemie 1520 mm. (1) Zastosowanie tych TSI do pojazdów, które maja być eksploatowane wyłącznie w systemie 1520 mm nie jest obowiązkowe podczas okresu przejściowego kończącego się po 6 latach po dacie za-stosowania tych TSI. 7.1.1.5 Tymczasowe środki dla wymagań bezpieczeństwa pożarowego (1) Podczas okresu przejściowego kończącego się po 3 latach po dacie zastosowania tych TSI jest dozwolone, jako alternatywa do wymagań materiałów wyspecyfikowanych w pkt. 4.2.10.2.1 obec-nych TSI, stosowanie weryfikacji zgodności dla wymagań bezpieczeństwa pożarowego materiałów według przepisów krajowych (stosując odpowiednie kategorie operacyjne) spośród jednego z po-niższych zestawów norm: (2) norma brytyjska BS6853, GM/RT2130 wydanie 3 (3) norma francuska NF F 16-101:1988 i NF F 16-102/1992 (4) norma niemiecka DIN 5510-2:2009 zawierająca pomiary toksyczności (5) norma włoska UNI CEI 11170-1:2005 and UNI CEI 11170-3:2005 (6) norma polska PN-K-02511:2000 and PN-K-02502:1992 (7) norma hiszpańska DT-PCI/5A.

Przewiduje się także rozszerzenie liczby składników interoperacyjności o pozycję: 5.3.13 Fotel maszynisty.

Link (po otwarciu pliku kliknięcie na np.PL otwiera wybrany dokument):

http://www.utk.gov.pl/pl/wymagania-wspolnotowe/prawo-wspolnotowe/775,Projekty-Aktow-Prawnych.html.

6 Podsumowanie

Zaplanowany przez Unię Europejska proces intensyfikowania rozwoju transportu kolejowego powo-duje tworzenie nowego prawa, zawierającego wymagania prowadzenia sformalizowanych procedur związanych z szeroko rozumianym bezpieczeństwem tego rodzaju transportu. Działania czysto tech-niczne, które były dotąd podstawową częścią pracy inżynierów branży kolejowej, następują w drugiej kolejności w ich pracy. Fakt ten powinien przekonywać do konieczności sprawnego poruszania się w coraz większym gąszczu przepisów, choćby po to, by dokonywać ich odpowiedniej selekcji i działać efektywnie, bez popełnienia kroków zbędnych lub fałszywych. Przedstawiony artykuł jest próbą takiego działania. Jest wynikiem analiz dokumentów prawnych, ich aktualnego stanu i historii zmian, a na jej podstawie prezentuje podstawową wiedzę i jej źródła na temat przepisów dotyczących zagadnienia określonego tytułem referatu. Należy zwrócić uwagę na obszerność aktualnych aktów prawnych i ich wzajemne powiązanie. Powin-no to być dla zainteresowanych podmiotów zachętą do bieżącego śledzenia i właściwego interpreto-wania tych przepisów, a także podpowiedzią dla stowarzyszeń działających w branży kolejowej o potrzebie organizowania szkoleń i warsztatów praktycznych na temat europejskiego i krajowego stanu prawnego w dziedzinie systemu kolei. W kolejnych numerach kwartalnika ukażą się kolejne artykuły: - Akredytacja, autoryzacja i notyfikacja ośrodków certyfikujących i laboratoriów badawczych - Ocena zgodności podsystemu „TABOR” i jego składników interoperacyjności - Ocena zgodności podsystemu „Sterowanie – urządzenia pokładowe” i jego składników interopera-

cyjności - Ocena bezpieczeństwa podsystemu „TABOR” w zakresie wyceny i oceny ryzyka.

7 Obowiązujące dokumenty: [1] Dyrektywa Parlamentu Europejskiego i Rady 2008/57/WE z dnia 17 czerwca 2008 r. w sprawie

interoperacyjności systemu kolei we Wspólnocie [2] Dyrektywa Komisji 2009/131/WE, z dnia 16 października 2009 r. zmieniająca załącznik VII do

dyrektywy Parlamentu Europejskiego i Rady 2008/57/WE w sprawie interoperacyjności systemu kolei we Wspólnocie

[3] Dyrektywa Komisji 2011/18/UE z dnia 1 marca 2011 r. zmieniająca załączniki II, V, VI do dyrektywy Parlamentu Europejskiego i Rady 2008/57/WE w sprawie interoperacyjności systemu kolei we Wspólnocie

26


[4] Dyrektywa Komisji 2013/9/UE z dnia 11 marca 2013 r. zmieniająca załącznik III do dyrektywy Parlamentu Europejskiego i Rady 2008/57/WE w sprawie interoperacyjności systemu kolei we Wspólnocie

[5] Decyzja Komisji z dnia 26 kwietnia 2011 r. w sprawie technicznej specyfikacji interoperacyjności dla podsystemu „Tabor - lokomotywy i tabor pasażerski” w europejskim systemie kolei konwencjonalnych (2011/291/UE)

[6] Rozporządzenie Komisji (UE) nr 321/2013 z dnia 13 marca 2013 r. dotyczące technicznej specyfikacji interoperacyjności odnoszącej się do podsystemu „Tabor - wagony towarowe” systemu kolei w Unii Europejskiej i uchylające decyzję 2006/861/WE

[7] Decyzja Komisji z dnia 4 kwietnia 2011 r. dotycząca technicznej specyfikacji interoperacyjności odnoszącej się do podsystemu „Tabor kolejowy – hałas” transeuropejskiego systemu kolei konwencjonalnych (2011/229/UE)

[8] Decyzja Komisji z dnia 21 grudnia 2007 r. dotycząca technicznej specyfikacji interoperacyjności w zakresie aspektu "Osoby o ograniczonej możliwości poruszania się" transeuropejskiego systemu kolei konwencjonalnych i transeuropejskiego systemu kolei dużych prędkości (2008/164/WE)

[9] Decyzja Komisji z dnia 20 grudnia 2007 r. dotycząca technicznej specyfikacji interoperacyjności w zakresie aspektu "Bezpieczeństwo w tunelach kolejowych" transeuropejskiego systemu kolei konwencjonalnych i transeuropejskiego systemu kolei dużych prędkości (2008/163/WE)

[10] Decyzja Komisji z dnia 6 listopada 2012 r. zmieniająca decyzję 2012/88/UE w sprawie technicznej specyfikacji interoperacyjności w zakresie podsystemów „Sterowanie” transeuropejskiego systemu kolei (2012/696/UE)

[11] Decyzja Komisji z dnia 25 stycznia 2012 r. w sprawie technicznej specyfikacji interoperacyjności w zakresie podsystemów „Sterowanie” transeuropejskiego systemu kolei (2012/88/UE)

[12] Decyzja Komisji z dnia 21 lutego 2008 r. dotycząca specyfikacji technicznej interoperacyjności podsystemu „TABOR” transeuropejskiego systemu kolei dużych prędkości (2008/232/WE)

[13] Część 1 dokumentu referencyjnego przewidzianego w art. 27 dyrektywy w sprawie interoperacyjności kolei. Wytyczne dotyczące stosowania.

[14] Ustawa z dnia 28 marca 2003 r. o transporcie kolejowym (Dz. U. 2003 nr 86 poz. 789) z późniejszymi zmianami: z dnia 12.07.2013 (Dz. U. poz. 1033), z dnia 30.08.2013 (Dz. U. poz. 1152) oraz z dnia 24.04.2014 (Dz. U. poz. 644)

[15] Rozporządzenie Ministra Transportu, Budownictwa i Gospodarki Morskiej z dnia 7 sierpnia 2012 r. w sprawie wykazu typów budowli przeznaczonych do prowadzenia ruchu kolejowego, typów urządzeń przeznaczonych do prowadzenia ruchu kolejowego oraz typów pojazdów kolejowych, na które są wydawane świadectwa dopuszczenia do eksploatacji typu (Dz. U. poz. 911)

[16] Rozporządzenie Ministra Transportu, Budownictwa i Gospodarki Morskiej z dnia 7 sierpnia 2012 r. w sprawie zakresu badań koniecznych do uzyskania świadectwa dopuszczenia do eksploatacji typu budowli przeznaczonej do prowadzenia ruchu kolejowego, świadectwa dopuszczenia do eksploatacji typu urządzenia przeznaczonego do prowadzenia ruchu kolejowego oraz świadectwa dopuszczenia do eksploatacji typu pojazdu kolejowego (Dz. U. poz. 918)

[17] Rozporządzenie Ministra Transportu, Budownictwa i Gospodarki Morskiej z dnia 10 sierpnia 2012 r. w sprawie świadectw dopuszczenia do eksploatacji typu (Dz. U. poz. 919)

[18] Rozporządzenie Ministra Transportu, Budownictwa i Gospodarki Morskiej z dnia 27 grudnia 2012 r. w sprawie wykazu właściwych krajowych specyfikacji technicznych i dokumentów normalizacyjnych, których zastosowanie umożliwia spełnienie zasadniczych wymagań dotyczących interoperacyjności systemu kolei (Dz. U. 2013 poz. 43)

[19] Rozporządzenie Ministra Transportu, Budownictwa i Gospodarki Morskiej z dnia 6 listopada 2013 r. w sprawie interoperacyjności kolei (Dz. U. 2013 poz. 1297)

[20] Rozporządzenie Ministra Transportu, Budownictwa i Gospodarki Morskiej z dnia 6 listopada 2013 r. w sprawie interoperacyjności systemu kolei (Dz. U. 2012 poz. 492)

[21] Rozporządzenie Ministra Infrastruktury i Rozwoju z dnia 13 maja 2014 r. w sprawie dopuszczenia do eksploatacji określonych rodzajów budowli, urządzeń i pojazdów kolejowych (Dz. U. 2014 poz. 720)

[22] Ustawa o systemie oceny zgodności z dnia 30 sierpnia 2002 r. (Dz. U. 2002 nr 166 poz. 1360) z późniejszymi zmianami: z dnia 13.07.2010 (Dz. U. nr 138 poz. 935), z dnia 15.04.2011 (Dz. U. nr 201 poz. 586), z dnia 13.06.2013 (Dz. U. poz. 898)

27


dr inż. Marek Sobaś Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR”

Środki konstrukcyjne i technologiczne zwiększające wytrzymałość zmęczeniową

sprężyn śrubowych

W artykule przedstawiono zagadnienia zwiększenia wytrzymałości zmęczeniowej sprężyn śrubowych usprężynowania pierwszego stopnia wózków wagonów towarowych Y25L. Zwiększenie wytrzymałości zmęczeniowej można osiągnąć dobierając odpowiednio materiał pręta oraz stosując zabiegi technologiczne. Omówiono czynniki, które przyczyniają się do zwiększenia żywotności sprężyn, jak np. prawidłowe użycie tłumika ciernego czy też zabezpieczenie antykorozyjne.

1.WSTĘP

Obliczenia wytrzymałościowe sprężyn wóz-ków wagonów towarowych typu Y25L wykazały, że są one mocno wytężone [3,4]. W związku z powyż-szym, aby zachować wymaganą żywotność sprężyn konieczne jest:

− właściwy dobór materiałów na pręty, z któ-rych zwijane są sprężyny śrubowe, których przydatność jest potwierdzona przez testy sta-tyczne i zmęczeniowe w akredytowanych la-boratoriach badawczych; materiały te powin-ny odpowiadać normie europejskiej EN 10089:2002 [12];

− przestrzeganie procesu technologicznego, któ-ry jest opisany w karcie UIC 822 [10] oraz w normie europejskiej PN-EN 13298:2003 [13];

− właściwe zabezpieczenie antykorozyjne sprę-żyn śrubowych;

− przestrzeganie zasad właściwej eksploatacji, polegającej na utrzymaniu tłumika ciernego w ciągłej gotowości do tłumienia drgań.

Sprężyny nośne zawieszenia wózków wago-nów towarowych są istotnymi elementami, pełniącymi ważną rolę w zapewnieniu bezpieczeństwa przed wy-kolejeniem oraz zapewniają wymagane własności dynamiczne zgodnie z PN-EN 14363:2007 [14].

Wynika z tego, że przed producentami sprężyn wózków wagonów towarowych postawiono poważne wyzwanie. W przypadku występowania bardzo duże-go wytężenia materiału i wyczerpaniu wszystkich środków konstrukcyjnych, szczególną rolę pełni tech-nologia wytwarzania sprężyn. Dobór odpowiednich środków technologicznych musi zapewnić wymaganą wytrzymałość statyczną oraz zmęczeniową, a tym

samym żywotność sprężyn. Wymagane środki techno-logiczne powinny wynikać z dokumentacji konstruk-cyjnej. W przypadku stwierdzenia pęknięcia sprężyny (sprężyn) wagon zostaje wyłączony z ruchu, co obcią-ża kosztowo przede wszystkim użytkownika wagonu. Biorąc pod uwagę, że wagony towarowe są w więk-szości przystosowane do ruchu międzynarodowego, sprawność techniczna wagonu oraz zapewnienie ży-wotności poszczególnych części na właściwym po-ziomie jest sprawą priorytetową. Wagony towarowe na wózkach Y25L spełniają wymagania przejazdu przez tory wichrowate zgodnie z raportem ORE/ERRI B55 oraz wymagania zamienności wymienione w karcie UIC 510-1 [7], raporcie ORE/ERRI B12/Rp17 [16], raporcie ORE/ERRI B12 [15] i w przepisach TSI [18]. Wózki Y25L spełniają wymagania dynamiczne, wymienione w karcie UIC 432 [5], karcie UIC 518 [9] oraz PN-EN 14363:2007 [14]. Sprężyny wózka Y25L są wymienione jako elementy standardowe w karcie UIC 517 [8], natomiast wózki jako zespoły standar-dowe w karcie UIC 500 [6].

2. Dobór materiału na sprężyny

Na sprężyny zawieszenia wózków rodziny Y25L należy stosować stale zgodne z EN 10089:2002 [12]. Prawidłowy dobór materiału jest kluczową spra-wą, pomimo standardowego charakteru sprężyn. Bio-rąc pod uwagę, że naprężenia dopuszczalne przy zblo-kowaniu τZULBLOCK=0,56·Rm, dobór stali na sprężyny zawieszenia powinien odbywać się zgodnie z tabelą 1.

28


Orientacyjne wartości własności mechanicznych ulepszonych cieplnie próbek stali (przeznaczonych do sprężyn zawieszenia) do badań

Tabela 1

Oznakowanie Temp.

hartowania ±10°C

Ośrodek hartowniczy

Temp. odpuszczania

±10°C

Rp0,2 [MPa]

Rm [Mpa]

A [%]

Z [%]

KU w

20°C

38Si7 1.5023 880 woda 450 1150 1300÷ 1600 8 35 18

46Si7 1.5024 880 woda 450 1250 1400÷ 1700 7 30 15

56Si7 1.5026 860 olej 450 1300 1450÷ 1750 6 25 13

55Cr3 1.7176 840 olej 400 1250 1400÷ 1700 3 20 5

60Cr3 1.7177 840 olej 400 1300 1450÷ 1750 3 20 5

54SiCr6 1.7102 860 olej 450 1300 1450÷ 1750 6 25 8

56SiCr7 1,7106 860 olej 450 1350 1500÷ 1800 6 25 8

61SiCr7 1.7108 860 olej 450 1400 1550÷ 1850 5,5 20 8

51CrV4 1.8159 850 olej 450 1200 1350÷ 1650 6 30 8

45SiCrV6-2 1.8151 880 olej 400 1550 1600÷ 1900 7 40 13

54SiCrV6 1.8152 860 olej 400 1600 1650÷ 1950 5 35 8

60SiCrV7 1.8153 860 olej 400 1650 1700÷ 2000 5 30 5

46SiCrMo6 1.8062 880 olej 450 1400 1550÷ 1850 6 35 10

50SiCrMo6 1.8063 890 olej 450 1420 1650÷ 1950 6 30 5

52SiCrNi5 1.7117 860 olej 450 1300 1450÷ 1750 6 35 10

52CrMoV4 1.7701 860 olej 450 1300 1450÷ 1750 6 35 10

60CrMo3-1 1.7239 860 olej 450 1300 1450÷ 1750 6 30 8

60CrMo3-2 1.7240 860 olej 450 1300 1450÷ 1750 6 30 8

60CrMo3-3 1.7241 860 olej 450 1300 1450÷ 1750 6 30 8

Jak widać z przedstawionej tabeli 1 dopuszczalne τZULBLOCK (bez uwzględnienia współczynnika Wahla), w zależności od gatunku stali zawiera się w przedziale 728 MPa ÷1120 MPa. Skład chemiczny stali stopowych, wymienionych w tabeli 1 i zalecanych do użycia na sprężyny śrubowe, pracujące przy wysokich obciążeniach jest podany w tabeli 2.

3. Technologia wykonania sprężyn śrubowych 3.1. Zasadnicze operacje technologiczne przy wy-

twarzaniu sprężyn śrubowych

Zgodnie z kartą UIC 822 [10] sprężyny zawie-szenia wózków wagonów towarowych typu Y25L wykonuje się stosując proces technologiczny, podzie-lony na następujące operacje:

− podgrzewanie pręta, przeznaczonego na sprę-żyny w piecu z kontrolowaną atmosferą, aby uniknąć procesu odwęglenia, temperatura podgrzewania wynosi ok. 900 ºC, po osiągnię-ciu ww. temperatury odbywa się formowanie końców sprężyny przez dwa walce ułożone wzdłużnie oraz dwa walce pionowe, które są odpowiedzialne za szerokość końców pręta, które odpowiada średnicy pręta; walce są ste-rowane przez centrum komputerowe;

− następnie pręt jest poddany wygrzewaniu w temperaturze austenityzacji (ok. 930ºC)

− zwijanie pręta na gorąco na trzpieniu zwijarki, który nadaje średnicę wewnętrzną sprężyny, skok zwojów jest sterowany za pomocą kom-putera;

29


− hartowanie w kąpieli olejowej; temperatura hartowania musi być kontrolowana, aby two-rzenie się martenzytu było pewne i całkowite;

− odpuszczanie przez czas 90÷120 minut i w temperaturze ok. 400ºC÷450ºC w zależności od materiału, wytopu i wymaganej wytrzyma-łości (proces hartowania i odpuszczania w wysokiej temperaturze nazywa się ulepsza-niem cieplnym);

− po wykonaniu odpuszczania odbywa się prze-prężanie sprężyny; zabieg ten pozwala przez nadanie naprężeń przeciwnego znaku kierun-ku do naprężeń roboczych; wobec powyższe-go sprężyna może pracować tylko w takim kierunku w którym dokonano przeprę-żania;

− śrutowanie sprężyny, polegające na użyciu strumienia śrutu stalowego o określonym kształcie i prędkości śrutowania, mające na celu zwiększenie wytrzymałości warstwy wierzchniej sprężyny przez wytworzenie na-prężeń ściskających przeciwnego znaku do obciążeń eksploatacyjnych; na rys. 1÷3 poka-zano rozkład naprężeń w przekroju poprzecz-nym podczas i po osiadaniu sprężyny oraz przy późniejszym obciążeniu eksploatacyj-nym. Rys. 1 przedstawia rozkład naprężeń w przekroju poprzecznym podczas przeprężania,

Gatunki wymagany skład chemiczny (dotyczący analizy wytopowej) stali, przeznaczonych do sprężyn zawieszenia Tabela 2

Oznaczenie Zawartość procentowa pierwiastków [%]

L.p Znak stali Numer C Si Mn PMAX SMAX Cr Ni Mo V Cu+ Sn

1. 38Si7 1.5023 0,35÷0,42 1,50÷1,80 0,50÷0,80 0,025 0,025 2. 46Si7 1.5024 0,42÷0,50 1,50÷2,0 0,50÷0,80 0,025 0,025 3. 56Si7 1.5026 0,52÷0,60 1,60÷2,0 0,60÷2,00 0,025 0,025 4. 55Cr3 1.7176 0,52÷0,59 max 0,40 0,70÷1,00 0,025 0,025 0,70÷1,00 5. 60Cr3 1.7177 0,55÷0,65 max 0,40 0,70÷1,00 0,025 0,025 0,60÷0,90 6. 54SiCr6 1.7102 0,51÷0,59 1,20÷1,60 0,50÷0,80 0,025 0,025 0,50÷0,80 7. 56SiCr7 1.7106 0,52÷0,60 1,60÷2,0 0,70-1,00 0,025 0,025 0,20÷0,45 8. 61SiCr7 1.7108 0,57÷0,65 1,60÷2,0 0,70-1,00 0,025 0,025 0,20÷0,45

9. 51CrV4 1.8159 0,47÷0,55 max 0,40 0,70-1,10 0,025 0,025 0,90÷1,20 0,10÷ 0,25

10. 46SiCrV6-2 1.8151 0,40÷0,50 1,30÷1,70 0,60÷0,90 0,025 0,025 0,40÷0,80 0,10÷ 0,20

11. 54SiCrV6 1.8152 0,51÷0,59 1,20÷1,60 0,50÷0,80 0,025 0,025 0,50÷0,80 0,10÷ 0,20

12. 60SiCrV7 1.8153 0,56÷0,64 1,50÷2,00 0,70÷1,00 0,025 0,025 0,20÷0,40

13. 46SiCrMo6 1.8062 0,42÷0,50 1,30÷1,70 0,50÷0,80 0,025 0,025 0,50÷0,80 0,20÷ 0,30

14. 50SiCrMo6 1.8063 0,46÷0,54 1,40÷1,80 0,70÷1,00 0,025 0,025 0,80÷1,10 0,20÷ 0,35

15. 52SiCrNi5 1.7117 0,49÷0,56 1,20÷1,50 0,70-1,00 0,025 0,025 0,70÷1,00 0,050÷ 0,070

16. 52CrMoV4 1.7701 0,48÷0,56 max 0,40 0,70÷1,10 0,025 0,025 0,70÷1,10 0,15÷ 0,30

0,10÷ 0,20

17. 60CrMo3-1 1.7239 0,56÷0,64 max 0,40 0,70÷1,00 0,025 0,025 0,70-1,00 0,06÷ 0,15

18. 60CrMo3-2 1.7240 0,56÷0,64 max 0,40 0,70÷1,00 0,025 0,025 0,70-1,00 0,15÷ 0,30

19. 60CrMo3-3 1.7241 0,56÷0,64 max 0,40 0,70÷1,00 0,025 0,025 0,70-1,00 0,25÷ 0,35

Cu+10Sn± 0,60

przy czym linia przerywana pokazuje teore-tyczny przebieg naprężeń, który wynikałby z pełnego przebiegu sprężystego odkształcenia. Maksymalne naprężenie ściskające na kra-wędzi po wewnętrznej stronie jest skorygo-wanym naprężeniem przy zblokowaniu sprę-żyny ktblokτ , które określa się ze wzoru:

eRiFktblok τττ += (1) gdzie: τF - granica plastyczności na ścinanie eRiτ - naprężenia szczątkowe.

Legenda: d - średnica pręta Dm/2 - średnica podziałowa Rys. 1. Rozkład naprężeń w przekroju sprężyny śrubowej podczas

operacji przeprężania

30


Linia ciągła pokazuje rzeczywisty przebieg naprężeń który kończy się granicą plastyczności na ścinanie τF. Zakreślony obszar pod krzywą AP przed-stawia zakres odkształceń plastycznych. Jeśli sprężyna jest znów odciążona i przeprężona rozkład naprężeń własnych jest przedstawiony na rys. 2.

Legenda: d - średnica pręta Dm/2 - średnica podziałowa

Rys.2. Rozkład naprężeń w przekroju odciążonej sprężyny śrubowej po operacji przeprężania

Rozkład naprężeń w sprężynie przeprężonej z obciążeniem eksploatacyjnym jest przedstawiony na rys.3.

Legenda: d - średnica pręta Dm/2 - średnica podziałowa

Rys.3. Rozkład naprężeń w przekroju poprzecznym sprężyny śrubowej przy obciążeniu eksploatacyjnym

Należy zwrócić uwagę na fakt, że naprężenie maksymalne na wewnętrznej krawędzi drutu sprężyny przez naprężenie własne są zredukowane wskutek naprężeń własnych, skierowanych w kierunku prze-ciwnym. W takim przypadku obowiązuje zależność:

eRiktwRi τττ −= (2) gdzie: τkt - naprężenie maksymalne na wewnętrznej krawędzi pręta sprężyny, gdyby sprężyna nie była poddawana operacji przeprężania. Naprężenia wewnętrzne w przeprężonej sprężynie można wyznaczyć ze wzoru:

FktBleRi τττ −= (3)

Aby proces przeprężania był efektywny należy go przeprowadzać w temperaturze 100÷350ºC. Efekt przeprężania sprężyny jest zależny od stosunku modu-

łu Kirchoffa G (modułu na ścinanie) do granicy pla-styczności na ścinanie. Stosunek ten powiększa się dla pręta ulepszonego cieplnie wraz ze wzrostem tempera-tury, ponieważ granica plastyczności na ścinanie szyb-ciej obniża się, aniżeli moduł na ścinanie G.

− kontrola występowania rys (pęknięć) na po-wierzchni pręta sprężyny śrubowej proszkiem magnetycznym (metoda magnetoskopowa);

− szlifowanie powierzchni oparcia zwojów bier-nych sprężyn;

− usunięcie gratu ze szlifowanych końców sprę-żyn;

− malowanie sprężyn w celu zabezpieczenia an-tykorozyjnego;

− statyczna kontrola charakterystyk sprężyn (długość sprężyny pod obciążeniem, próby sprężystości krótkotrwałej oraz długotrwałej);

− pakowanie sprężyn.

3.2. Uwagi do wybranych operacji technologii wy-twarzania sprężyn zawieszenia 3.2.1. Zabezpieczenie antykorozyjne

Przedstawione ww. operacje wykonania sprę-żyn wpływają w różnym stopniu na żywotność sprę-żyn. Jednym z czynników pełniących istotna rolę jest powłoka malarska, która powinna zabezpieczyć przed korozją. Optymalna powłoka malarska powinna po-siadać następujące własności [1,2]:

− wytrzymałość na odrywania, a więc być ela-styczna (sprężysta), aby przejmować odkształ-cenia powierzchni, bez odrywania;

− dobrą przyczepność do powierzchni pręta; − odporność na mechaniczne odkształcenia; − dobra odporność na działanie mediów, powo-

dujących korozję (jak np. sole i kwasy); − możliwość zastosowania metody zanurzenio-

wej jako metody nanoszenia powłoki malar-skiej na sprężynę;

− własności szybkoschnące; − brak zapotrzebowania na wysokie temperatury

schnięcia; − rozpuszczalność w wodzie.

Bardzo istotnym elementem jest zastosowanie powłok malarskich rozpuszczalnych w wodzie, za-miast w rozpuszczalnikach. Jak wynika z prac studial-nych przeprowadzonych przez Urząd Ochrony Środo-wiska w Niemczech UBA (niem. Umweltbundesamt) do środowiska naturalnego jest emitowanych jest łącznie 300 000 ton organicznych środków rozpusz-czalników w skali rocznej. Obok mniejszej emisji środków rozpuszczalnych należy zwrócić uwagę na mniejszą emisję powłok malarskich nie zawierających związków z metalami ciężkimi tzn. ołowiowych oraz chromowych, co przyczynia się w sposób zasadniczy do ochrony środowiska naturalnego. Należy zwrócić

31


uwagę na fakt, że nawet przy prawidłowo dobranej powłoce malarskiej (farba gruntowa i nawierzchnio-wa) może dojść do jej uszkodzenia w miejscu odle-głym o ok. 1 do 1,5 zwoju od końca sprężyny, gdzie dochodzi do styku zwojów w trakcie pracy dynamicz-nej sprężyny. W miejscu styku dochodzi w sposób wymuszony do korozji.

Brak skutecznej powłoki malarskiej, jako środka zabezpieczającego może prowadzić do pęknięć zmęczeniowych, nawet w przekrojach zwojów bier-nych, co jest pokazane na fotografiach, przedstawio-nych na rys.4 i rys.5.

Rys. 4. Przełom zmęczeniowy na zwoju biernym wózka Y25Cs (płaszczyzna górna)

Rys. 5. Przełom zmęczeniowy na zwoju biernym wózka Y25Cs (płaszczyzna dolna)

Na rys. 4. i 5. widać poważne ślady korozji na powierzchniach zwojów biernych i czynnych sprężyn wewnętrznej. Korozja sprężyny wewnętrznej na po-wyższych rysunkach poczyniła znaczne postępy z uwagi na utratę lub zniszczenie powłoki malarskiej.

Zwoje bierne, poprawnie wykonanie, w sprę-żynach zawieszenia pełnią istotną rolę dla prawidło-wej pracy sprężyny, a tym samym dla wytrzymałości zmęczeniowej i tak:

− prawidłowe wykonanie zwojów biernych gwa-rantuje dobre przyleganie do powierzchni łap maźnicy oraz do korpusu dociskacza względnie korpusu prowadnicy, co z kolei zabezpiecza

prawidłowe wprowadzenie sił do sprężyny, a tym samym prawidłową jej pracę podczas eks-ploatacji;

− istotną rolę pełni prawidłowo wykonane znako-wanie, które może być wykonane w sposób trwały tylko na powierzchni zewnętrznej zwo-jów biernych; przenoszenie znaków wklęsłych (wybitych stemplem) na zwoje pracujące a zwłaszcza na początek pierwszego zwoju pracu-jącego powoduje dodatkowe spiętrzenie naprę-żeń i może być źródłem pęknięć zmęczenio-wych w eksploatacji.

Biorąc pod uwagę bardzo istotną rolę, jaką pełni powłoka malarska, badania zmęczeniowe sprę-żyn, zwane też badaniami trwałościowymi, należy przeprowadzać z powłokami malarskimi.

3.2.2. Wymagania dotyczące obróbki cieplnej oraz po jej zakończeniu 3.2.2.1. Obróbka cieplna

Sprężyny poddawane są ulepszeniu cieplne-mu, które składa się z dwóch procesów tzn. hartowa-niu w wodzie lub w oleju w zależności od zastosowa-nego gatunku stali oraz procesu odpuszczania w wy-sokich temperaturach, po którym należy zapewnić powolne stygnięcie w spokojnym powietrzu. Zwraca się uwagę na fakt, że procesy obróbki cieplnej są tak prowadzone , aby uniknąć jakichkolwiek deformacji, natomiast odwęglenie powierzchni musi mieć charak-ter kontrolowany. W celu zapewnienia możliwie naj-lepszej jakości obróbki cieplnej zaleca się, aby ustalić wstępnie temperatury hartowania i odpuszczania w zależności od rzeczywistego składu chemicznego stali i przestrzegać tych temperatur w zakresie ±10?C.

3.2.2.2. Odwęglenie powierzchni

W trakcie podgrzewania sprężyny w celu formowania, zwijania oraz podczas hartowania i odpuszczania może dojść do odwęglenia powierzchni nośnej zwojów czynnych. Norma PN-EN 13298:2003 [13] definiuje odwęglenie (ang. decarburization, niem. Entkohlung) powierzchni pręta sprężyny jako zmniej-szenie zawartości węgla podczas formowania spręży-ny. Odwęglenie powierzchni nośnej powoduje lokalne zmniejszenie parametrów wytrzymałości statycznej oraz wytrzymałości zmęczeniowej (granicy zmęczenia materiału). W związku z powyższym należy kontro-lować stopień odwęglenia, przy czym rozróżnia się dwa rodzaje stopnia odwęglenia:

− całkowite odwęglenie, gdzie warstwa po-wierzchniowa posiada czystą strukturę ferry-tyczną;

− częściowe odwęglenie, gdzie warstwa po-wierzchniowa sprężyny posiada strukturę ferrytyczno-perlityczną lub ferrytyczno-martenzytyczną.

32


Całkowite odwęglenie sprężyny jest niedopusz-czalne. Zgodnie z zapisem normy europejskiej wiel-kość odwęglenia częściowego powierzchni może być przedmiotem uzgodnienia pomiędzy producentem a zamawiającym. O ile nie uzgodniono inaczej wielkość odwęglenia może wynosić:

- 1% średnicy „d” sprężyny, wykonanej z prę-tów o przekroju okrągłym;

- 1% najmniejszego średnicy pręta (zwój czyn-ny) dla sprężyny, wykonanej z materiału o przekroju nieokrągłym.

W każdym przypadku głębokość odwęglenia nie może być większa niż 0,5 mm.

3.2.3. Jakość powierzchni sprężyny

Powierzchnia sprężyny nie powinna wykazy-wać żadnych błędów typu zawalcowania, karby, ślady obróbki, rysy lub pęknięcia. Aby osiągnąć tak wysokie wymagania, zaleca się aby pręty użyte na sprężyny nośne były obrobione mechanicznie. Zalecana chro-powatość powierzchni pręta, o ile nie podano innej wartości w dokumentacji konstrukcyjnej, wynosi 2,5 µm.

3.2.4. Śrutowanie

Śrutowanie (obróbka strumieniem kulek sta-lowych, niem. „kugelstrahlen”) powinno być wykona-ne w warunkach ustalonych przez dokumentację kon-strukcyjną (warunki techniczne wykonania i odbioru) lub w warunkach określonych przez kartę UIC 822 [10]. Kontrola skuteczności procesu śrutowania okre-śla się na próbce Almena o wymiarach nominalnych: 76,2×19×1,30 mm, która wraz ze sposobem mocowa-nia jest przedstawiona na rys. 6 (załączniku A wg kar-ty UIC 822 [10]).

Rys. 6. Próbka Almena oraz sposób jej mocowania

Charakterystyka próbki Almena jest przedstawiona w tabeli 3.

L.p. Własność Wartość Uwagi

1. Gatunek stali Stal walcowana na zimno

Skład che-miczny stali w

p.2.

2. Skład che-miczny

0,65% ? C ? 0,73% 0,40% ? Mn ? 0,70% 0,15% ? Si ? 0,35%

P ? 0,035%, S ? 0,035%

3. Długość 76,2 ± 0,4 mm

4. Szerokość 05,01,019+

− mm

5. Grubość 02,003,030,1 +

− mm

6. Płaskość ±0,04 na wysokości łuku

Charakterystyka próbki Almena do badań skuteczności umocnienia powierzchniowego Tabela 3

Jeżeli na podkładce w kształcie bloku umoco-wany płaskownik stalowy jest śrutowany tylko z jed-nej strony, to płaskownik stalowy zostaje zgięty jeśli zdejmie się go z podkładki, przy czym powierzchnia wypukła jest stroną poddaną śrutowaniu. Powstałe przegięcie jest funkcją skutecznego strumienia śruto-wania.

W ten sposób umocowana próbka jak podano na rys. 6 jest poddawana takiemu samemu cyklowi śrutowania co sprężyny, przy czym zachowane są następujące parametry:

- prędkość krążenia sprężyn w maszynie do śru-towania

- prędkość wyrzucenia śrutu stalowego - rodzaj i wymiary śrutu stalowego.

Twardość płaskownika stalowego wynosi 62÷65 HRC. Urządzenie pomiarowe ALMEN do po-miaru krzywizny próbek badanych jest przedstawione na rys.7.

Rys. 7. Urządzenie pomiarowe do określenia krzywizny płytek badanych

Miernik służy do określenia krzywizny bada-nych płytek. Jest to czujnik zegarowy z tarczą i wy-skalowany z dokładnością 1/100 mm oraz zamonto-wany na stole z czterema kulkami ze stali hartowanej, tworzącymi prostokąt i umieszczonymi ściśle w tej samej płaszczyźnie. Trzpień znajduje się w środku prostokąta. Przesunięcie trzpienia daje miarę, która

33


zależy od krzywizn poprzecznych i podłużnych prób-ki. Pomiar ten jest pomiarem ugięcia wklęsłej strony gładkiej w celu wyeliminowania wszelkich zmian, spowodowanych chropowatością powierzchni śruto-wanej. Skuteczność śrutowania może być uważana jako zadawalająca jeżeli odkształcenie użytej próbki ALMEN mierzone urządzeniem pomiarowym AL-MEN jest zawarte w przedziale 0,4÷0,5 mm. Należy wziąć pod uwagę, że jeśli umocnienie powierzchniowe ma zwiększyć skutecznie umocnienie powierzchniowe (1,5÷1,6 raza), to nie może być uwzględniane w obli-czeniach wytrzymałościowych. Zabieg ten nie może być podważany jako skuteczny. Wątpliwości nasuwa relaksacja naprężeń w miarę upływu czasu podczas eksploatacji.

Skuteczność umocnienia powierzchniowego wykonana za pomocą procesu śrutowania zależy od następujących parametrów:

− średnicy kulek stalowych; − prędkości śrutowania; − kąt pochylenia do powierzchni obrabianej (kąt

natarcia); − natężenie przepływu; − czas śrutowania.

4. Wpływ odchyłek wykonawczych na sztywność sprężyn 4.1. Wysokość sprężyny zewnętrznej pod obciąże-niem

Wpływ odchyłek wykonawczych na sztyw-ność sprężyn przeanalizowano na przykładzie spręży-ny zewnętrznej wózka Y25L. Analizę wykonano w oparciu o wzór na sztywność sprężyny:

31C1

41

1 Dz8dGk⋅⋅

⋅= (4)

gdzie: G - moduł Kirchoffa (moduł sprężystości po-przecznej); d1 - średnica drutu; D1 - średnica podziałowa; zC1 - ilość zwojów czynnych.

Jak wynika z dokumentacji konstrukcyjnej, to-lerancja podatności sprężyny zewnętrznej wynosi c1=20±1,6 mm/1000 daN (c=19,69±1,57mm/1000 kG). Sprężyna ma wysokość tolerowaną pod obciąże-niem 880 daN, które odpowiada masie wagonu czte-roosiowego o masie 20 000 kg na wózkach Y25Lsd i wynosi ona 1

3242+− mm (H1MIN=239 mm oraz

H2MAX=243 mm). Wysokość sprężyny, która wynika z rozrzutu podatności wynoszącej +8% wynosi odpo-wiednio:

HPRÓZNY1=H-c1·P1 (5)

Po wstawieniu danych liczbowych H=260 mm, c1=21,6 mm/1000daN oraz P1=880 daN otrzymu-je się

240,99mm1000

88021,6260HPRÓZNY1 =⋅−= (6)

Po wstawieniu danych liczbowych H=260 mm, c1=18,4 mm/1000 daN oraz P1=880 daN otrzy-muje się:

243,808mm1000

88018,4260HPRÓZNY1 =⋅−= (7)

W przypadku nominalnej wartości podatności „c”, wynoszącej cNOM=20 mm/1000 daN otrzymuje się:

242,4mm1000

88020260HPRÓZNY1 =⋅−= (8)

Jak widać z powyższych obliczeń, rozrzut po-datności ±8% gwarantuje z pewnym zastrzeżeniem osiągnięcie wymiaru 1

3242+− , pod obciążeniem 880

daN.

4.2. Wpływ odchyłek na sztywność sprężyny wy-znaczony metodą Langrange’a oraz metodą arytmetyczną

Aby wyznaczyć wpływ odchyłek na sztyw-ność (podatność) sprężyny zewnętrznej wyliczono pierwszą pochodną złożoną, jako sumę pochodnych cząstkowych. Funkcję odchyłek sztywności jako po-chodna cząstkowa wyznacza się ze wzoru:

zcc

D1

d11

k tzkt

Dkt

dkt

1⋅

∂∂+⋅

∂∂+⋅

∂∂= (9)

Poszczególne pochodne cząstkowe wynoszą

odpowiednio:

c1

31

31

1 zD8dG4

dk

⋅⋅⋅⋅=

∂∂

(10)

c1

41

41

1 zD8dG3

Dk

⋅⋅⋅⋅−=

∂∂

(11)

2c1

31

41

C1 zD8dG

zk

⋅⋅⋅−=

∂∂

(12)

W dalszej kolejności poszukiwano wartości optymalnych D1 i d1, natomiast ilość zwojów zC przy-jęto jako wielkość, wynikającą z warunku założonej sztywności „k0”. Przekształcając wzór (4) otrzymuje się:

0

3

4

C kD8dGz⋅⋅

⋅= (13)

Po wstawieniu wartości liczbowych do wzoru (13) tzn. G=7850 daN/mm2 oraz k=49,82 daN/mm otrzymuje się:

31

41

C1 D49,828d7850z⋅⋅

⋅= (14)

Po wstawieniu wyrazu (13) do równań (10), (11) oraz (12) otrzymuje się:

34


1

0

031

413

1

31

1

0

d4k

kD8dG

D8

dG4dk

=

⋅⋅⋅

⋅⋅

⋅⋅=

∂∂ (15)

1

0

031

414

1

41

1

0

D3k

kD8dGD8

dG3Dk −=

⋅⋅⋅⋅⋅

⋅⋅−=∂∂ (16)

41

20

31

2

031

413

1

41

C1

0

dGkD8

kD8dGD8

dGzk

⋅⋅⋅=

⋅⋅

⋅⋅⋅

⋅−=∂∂ (17)

n141

20

31

D11

0d1

1

0k t

dGkD8t

D3kt

d4kt ⋅

⋅⋅⋅+⋅+⋅= (18)

Po wstawieniu danych liczbowych do wzoru (18) tzn. k0=49,82 daN/mm, d1=31 mm, td1=0,31 mm, D1=163+1,5 mm, G=7850 daN/mm2 oraz tn=0,1 zwoju otrzymuje się odchyłkę dodatnią sztywności sprężyny zewnętrznej:

1,0317850

)82,49(16385,116349,82331,0

3149,824t 4

23

k ⋅⋅

⋅⋅+⋅⋅+⋅⋅=+

(19)

daN/mm5514,41861,13753,19928,1tk =++=+ (20)

Po wstawieniu danych liczbowych do wzoru (18) tzn. k0=49,82 daN/mm, d1=31 mm, td1=0,31 mm, D1=163+2 mm, G=7850 daN/mm2 oraz tn=0,1 zwoju otrzymuje się odchyłkę ujemną sztywności sprężyny zewnętrznej:

1,0317850

)82,49(1638216349,82331,0

3149,824t 4

23

k ⋅⋅

⋅⋅−⋅⋅−⋅⋅−=−

(21) daN/mm009,51861,1833,19928,1tk −=−−−=−

(22) Tolerancja sztywności sprężyny zewnętrznej zgodnie z rozkładem Gaussa wynosi więc:

daN/mm49,82k 4,55145,0090

+−= (23)

Ww. odchyłki sztywności w przeliczeniu pro-centowym przedstawiają się następująco:

daN/mm49,82k 9,13%10,05%0

+−= (24)

Z przedstawionych obliczeń, wynikających ze skrajnych odchyłek wykonawczych tzn.

0,31mm31d ±= , mm163D 21,5

+−= oraz zC=±0,1

zwoja wynika, że najmniejsza tolerancja sztywności sprężyny zewnętrznej przy skrajnych odchyłkach wy-konawczych wynosi:

kMIN=44,81daN/mm (25) Największa tolerancja sztywności przy skraj-

nych odchyłkach wykonawczych wynosi: kMAX=54,37daN/mm (26)

Rachunek sprawdzający można wykonać w oparciu o metodę arytmetyczną:

( )( ) daN/mm 45,06

4,3216380,31317850k 3

4

MIN =⋅+⋅

−⋅= (27)

( )( ) m54,60daN/m

4,11,516380,31317850k 3

4

MAX =⋅−⋅

+⋅= (28)

Wartości sztywności sprężyny zewnętrznej, wyznaczone metodą Langrange’a (wzory (25) oraz (26)) oraz metodą arytmetyczną (wzory (27) oraz (28)) są zbliżone, co dowodzi poprawności wykonanych obliczeń.

Tolerancja sztywności otrzymana metodą arytmetyczną wynosi:

daN/mm49,82k 4,784,760

+−= (29)

Tolerancja sztywności wyrażona w procentach wyno-si:

daN/mm49,82k 9,59%9,55%0

+−= (30)

4.3. Wpływ odchyłek na sztywność sprężyny wy-znaczony metodą statystyczną

Zakładając, że odchyłki są zgodne z rozkła-dem statystycznym Gaussa (rozkładem normalnym) sztywność można wyznaczyć z następującej zależno-ści:

2

Tkkk NM00STAT ±−= (31)

gdzie: kM - współczynnik skośności, k0 - sztywność nominalna TM - tolerancja wynikowa

Współczynnik skośności (asymetrii) wyraża się wzorem:

( ) ( )

21,52

D3k

2DD

Dkk

1

01211M

−=+⋅∂∂= (32)

Po wstawieniu danych liczbowych do wzoru (32) tzn. k0=49,82 daN/mm, D1=163 mm, D11=2mm oraz D12=1,5 mm otrzymuje się:

( ) ( ) daN/mm2292,0

21,52

16349,823

2DD

Dkk 1211

M =−⋅=+⋅∂∂=

(33) Tolerancję wyznacza się ze wzoru:

( )2

C1c1

2

D2D11

2

d1

N 2zzktt

Dk2t

dkT

⋅

∂∂+

+⋅

∂∂+

×⋅

∂∂=

(34)

Wstawiając dane liczbowe do wzoru (34), a więc:

6,42833149,824

d4k

dk

1

0

1

0 =⋅==∂∂ daN/mm2 (35)

2

1

0

1

0 daN/mm 0,916916349,823

D3k

Dk −=⋅−=−=

∂∂ (36)

/mm11,8616daN317850

82,491638dG

kD8zk

4

23

41

20

31

C1

0 −=⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅−=

∂∂ (37)

Po wstawieniu danych liczbowych td=0,31 mm, tD1+tD2=3,5 mm oraz zc1=0,1 zwoju do równania (34) otrzymuje się:

35


( ) ( ) ( ) mm640,50,12861,115,39169,020,314283,6T 222N =⋅⋅+⋅+×⋅= (38)

Wstawiając dane liczbowe, otrzymane ze wzorów (33) i (38) do wzoru (31) otrzymuje się:

kOSTAT = 49,82-0,2292 ± 0,5·5,640 = 49,59 ± 2,82 daN/mm (39)

Sztywność statystyczna minimalna oraz maksymalna sprężyny zewnętrznej wynosi odpo-wiednio:

kOSTATMIN=46,77 daN/mm (40) kOSTATMAX=52,41 daN/mm (41)

Obliczając odchyłki górne i dolne w sposób niezależny otrzymuje się:

( )2

ZC1c1

2

DG11

2

d11

G tzkt

Dkt

dkt

⋅

∂∂+

⋅

∂∂+

⋅

∂∂= (42)

oraz

( )2

ZC1c1

2

DD11

2

d11

G tzkt

Dkt

dkt

⋅

∂∂+

⋅

∂∂+

⋅

∂∂= (43)

Wstawiając dane liczbowe do wzoru (41) oraz (42) otrzymuje się odpowiednio:

( ) ( ) ( ) mm2,6962daN/1,0861,115,19169,00,314283,6t 222G =⋅+⋅+⋅= (44)

oraz

( ) ( ) ( ) mm2,9564daN/1,0861,1129169,00,314283,6t 222D =⋅+⋅+⋅= (45)

Tolerancja statystyczna, jako suma odchyłek tG oraz tD wynosi odpowiednio: TN = tD+tG = 2,9564 + 2,6962 = 5,6526 daN/mm (46)


kOSTATMAX = kO+tG = 49,82 + 2,6962 = 52,51 daN/mm (47) kOSTATMIN = kO-tD = 49,82 - 2,9564 = 46,86 daN/mm (48)

Wartości te (wzory (47) i (48)) są zbliżone do wartości sztywności sprężyny zewnętrznej,

przedstawionych we wzorach (39) oraz (40), co dowodzi poprawności przeprowadzonych obliczeń. Tolerancje sztywności wyrażone procentowo w stosunku do wartości nominalnej wynoszą

odpowiednio: daN/mm49,8282,49k 5,41%

5,93%-6962,29564,2OSTAT

++− == (49)

Podatność nominalna sprężyny zewnętrznej wynikająca ze wzoru (49) wynosi odpowiednio: 00daN20,07mm/10cO = (50)

Podatność minimalna sprężyny zewnętrznej w ujęciu statystycznym wynosi odpowiednio: 00daN19,04mm/10cOSTATMIN = (51)

Podatność maksymalna sprężyny zewnętrznej w ujęciu statystycznym wynosi odpowiednio: 00daN21,34mm/10cOSTATMIN = (52)

Przedstawiając zależności (48), (49) oraz (51) w formie odchyłek od wartości nominalnej otrzymuje się zależność:

mm/1000daN20,07c 1,271,03OSTAT

+−= (53)

Wyrażając odchyłki podatności w formie procentowej od wartości nominalnej otrzymuje się zależność:

mm/1000daN20,07c 6,32%5,13%OSTAT

+−= (54)

Jak widać z przeprowadzonej analizy, w przypadku założenia, że odchyłki mające wpływ na podatność (sztywność) drutu mają rozkład losowy zgodny z rozkładem normalnym, to wówczas wa-runek tolerancji podatności, założonej w zakresie ±8% wartości nominalnej, jest spełniony z dużą rezerwą.

36


4.4. Wpływ zaostrzonych odchyłek wykonawczych na sztywność sprężyny wyznaczony metodą Langrange’a

Zakładając, że sprężyna zewnętrzna jest wykonana z drutu szlifowanego to wtedy odchyłki średnicy pręta wynoszą Ø31±0,1 mm oraz założono tolerancję wykonania liczby zwojów, wynoszącą 4,2 ±0,05 zwoju.

Po wstawieniu danych liczbowych do wzoru (18) tzn. k0=49,82 daN/mm, d1=31 mm, td1=0,1 mm mm, D1=163+1,5 mm, G=7850 daN/mm2 oraz tn=0,05 zwoja otrzymuje się odchyłkę dodatnią sztywności sprężyny zewnętrznej:

05,0317850

)82,49(16385,116349,8231,0

3149,824t 4

23

k ⋅⋅

⋅⋅+⋅⋅+⋅⋅=+ (55)

daN/mm611,2593,03753,16428,0tk =++=+ (56)

Po wstawieniu danych liczbowych do wzoru (18) tzn. k0=49,82 daN/mm, d1=31 mm, td1=0,1 mm, D1=163+2 mm, G=7850 daN/mm2 oraz tn=0,05 zwoju otrzymuje się odchyłkę ujemną sztywności sprężyny zewnętrznej:

05,0317850

)82,49(1638216349,8231,0

3149,824t 4

23

k ⋅⋅

⋅⋅−⋅⋅−⋅⋅−=− (57)

daN/mm0688,3593,0833,16428,0tk −=−−−=− (58)

Tolerancja sztywności sprężyny zewnętrznej zgodnie z rozkładem Gaussa wynosi więc: daN/mm49,82k 2,611

3,06880+−= (59)

Ww. odchyłki sztywności w przeliczeniu procentowym przedstawiają się następująco: daN/mm49,82k 5,24%

6,15%0+−= (60)

Z przedstawionych obliczeń, wynikających ze skrajnych odchyłek wykonawczych tzn. 0,1mm31d ±= , mm163D 2

1,5+−= oraz zC=±0,05 zwoja wynika, że najmniejsza tolerancja sztywności

sprężyny zewnętrznej przy skrajnych odchyłkach wykonawczych wynosi: kMIN = 46,75daN/mm (61)

Największa tolerancja sztywności przy skrajnych odchyłkach wykonawczych wynosi: kMAX = 52,43daN/mm (62)

Rachunek sprawdzający można wykonać w oparciu o metodę arytmetyczną:

( )( ) daN/mm 46,85

4,25216380,1317850k 3

4

MIN =⋅+⋅

−⋅= (63)

( )( ) daN/mm 52,51

4,151,516380,1317850k 3

4

MAX =⋅+⋅

+⋅= (64)

Wartości sztywności sprężyny zewnętrznej wyznaczone metodą Langrange’a (wzory (61) oraz (62)) oraz metodą arytmetyczną (wzory (63) oraz (64)) są zbliżone, co dowodzi poprawności wykona-nych obliczeń.

Tolerancja sztywności otrzymana metodą arytmetyczną wynosi odpowiednio:

daN/mm49,82k 2,692,970

+−= (65)

Tolerancja sztywności wyrażona w procentach wynosi odpowiednio:

daN/mm49,82k 5,39%5,96%0

+−= (66)

4.5. Wpływ zaostrzonych odchyłek wykonawczych na sztywność sprężyny wyznaczony metodą statystyczną

Po wstawieniu danych liczbowych td=0,1 mm, tD1+tD2=3,5 mm oraz tzc1=0,05 zwoju do rów-nania (34) otrzymuje się:

( ) ( ) ( ) mm654,30,052861,115,39169,020,14283,6T 222N =⋅⋅+⋅+×⋅= (67)

Wstawiając dane liczbowe, otrzymane ze wzorów (33) i (67) do wzoru (31) otrzymuje się:

37


kOSTAT = 49,82 - 0,2292 ± 0,5·3,654 = 49,59 ± 1,827 daN/mm (68)


kOSTATMIN=51,417 daN/mm (69) kOSTATMAX=47,763 daN/mm (70)

Obliczając odchyłki górne i dolne w sposób niezależny otrzymuje się:

( )2

ZC1c1

2

DG11

2

d11

G tzkt

Dkt

dkt

⋅

∂∂+

⋅

∂∂+

⋅

∂∂= (71)

oraz

( )2

ZC1c1

2

DD11

2

d11

D tzkt

Dkt

dkt

⋅

∂∂+

⋅

∂∂+

⋅

∂∂= (72)

Wstawiając dane liczbowe do wzoru (71) oraz (72) otrzymuje się odpowiednio:

( ) ( ) ( ) mm1,6298daN/05,0861,115,19169,00,14283,6t 222G =⋅+⋅+⋅= (73)

oraz

( ) ( ) ( ) m2,031daN/m05,0861,1129169,00,14283,6t 222D =⋅+⋅+⋅= (74)

Tolerancja statystyczna, jako suma odchyłek tG oraz tD wynosi odpowiednio: TN = tD+tG = 1,6298 + 2,031 = 3,6608 daN/mm (75)

Sztywność statystyczna minimalna oraz maksymalna sprężyny zewnętrznej wynosi odpo-

wiednio: kOSTATMAX = kO+tG = 49,82 + 1,6298 = 51,44 daN/mm (76) kOSTATMIN = kO-tD = 49,82-2,031 = 47,789 daN/mm (77) Wartości te (wzory (76) i (77)) są zbliżone do tych wartości sztywności sprężyny zewnętrznej,

które są przedstawione we wzorach (69) oraz (70), co dowodzi poprawności przeprowadzonych obli-czeń.

Tolerancje sztywności wyrażone procentowo w stosunku do wartości nominalnej wynoszą odpowiednio:

daN/mm49,82daN/mm82,49k 3,27%4,07%-

6298,1031,2OSTAT

++− == (78)

Podatność nominalna sprężyny zewnętrznej wynikająca ze wzoru (49) wynosi odpowiednio:

00daN20,07mm/10cO = (79) Podatność minimalna sprężyny zewnętrznej w ujęciu statystycznym wynosi odpowiednio:

00daN19,44mm/10cOSTATMIN = (80) Podatność maksymalna sprężyny zewnętrznej w ujęciu statystycznym wynosi odpowiednio:

00daN20,92mm/10cOSTATMIN = (81) Przedstawiając zależności (48), (49) oraz (51) w formie odchyłek od wartości nominalnej

otrzymuje się zależność: mm/1000daN20,07c 61,0

0,49OSTAT+−= (82)

Wyrażając odchyłki podatności w formie procentowej od wartości nominalnej otrzymuje się zależność:

mm/1000daN20,07c 3,03%2,44%OSTAT

+−= (83)

Jak widać z przeprowadzonej analizy, w przypadku założenia, że odchyłki mające wpływ na podatność (sztywność) pręta mają rozkład losowy zgodny z rozkładem normalnym to wówczas waru-nek tolerancji podatności, założonej w zakresie ±8% wartości nominalnej jest spełniony z dużą rezer-wą.

38


5. Konstrukcja sprężyny, a przyjmowana energia sprężysta

W niniejszym artykule oraz w opracowaniach [3 i 4] wykazano, że obydwie sprężyny wewnętrzna oraz zewnętrzna wózka Y25L są mocno wytężone. Wytężenie materiału sprężyny można poszczególnych sprężyn można porównać przez wykonanie rachunku energetycznego. W przypadku sprężyny zewnętrznej maksymalna energia sprężysta pochłonięta przez sprę-żynę zewnętrzną wynosi:

21MAX1MAX1 fk

21E ⋅⋅= (84)

Wstawiając dane liczbowe do wzoru (84) tzn. k1 = 49,82 daN/mm oraz f1MAX = 18 + 60 mm = 0,78 m otrzymuje się:

kJ55,1511078,01049,8221E 324

MAX1 =⋅⋅⋅⋅= −

(85) Dla porównania, sprężyna wewnętrzna przejmuje energię sprężystą, określoną wzorem:

22MAX2MAX2 fk

21E ⋅⋅= (86)

Wstawiając dane liczbowe do wzoru (84) tzn. k2 = 82,17 daN/mm oraz f2MAX = 52 mm = 0,52m otrzymuje się:

kJ09,11152,01082,1721E 24

MAX2 =⋅⋅⋅= (87)

Energia sprężysta przejęta przez sprężynę ze-wnętrzną oraz wewnętrzną wózka Y25L w stanie próżnym wagonu towarowego o masie 20 000 kg:

2ZPR11 fk

21E ⋅⋅= (88)

Po wstawieniu danych liczbowych do wzoru (88) tzn. k1 = 49,82 daN/mm = 49,82·104 N/m oraz fZPR ? 18 mm = 0,18 mm otrzymuje się:

kJ07,81018,01049,8221E 324

1 =⋅⋅⋅⋅= − (89)

Energia sprężysta przejęta przez sprężynę wewnętrzną w stanie próżnym wagonu E2=0. Energia sprężysta przejęta przez sprężynę zewnętrzną w stanie ładownym wagonu o masie brutto 90 000 kg wynosi:

( )2ZPR11LAD f∆ffk21E ++⋅⋅= (90)

Po wstawieniu danych liczbowych do wzoru (90) tzn. k1 = 49,82 daN/mm = 49,82·104 N/m oraz fZPR + ∆f + f2 = 18 + 8 + 29,50 = 55,5 mm = 0,55 m:

76,72kJ10555,01049,8221E 324

1LAD =⋅⋅⋅⋅= − (91)

Energia sprężysta przejęta przez sprężynę wewnętrzną w stanie ładownym wagonu o masie brut-to 90 000 kg wynosi:

2222LAD fk

21E ⋅⋅= (92)

Po wstawieniu danych liczbowych do wzoru (92) tzn. k2 = 82,17 daN/mm = 82,17·104 N/m oraz f2=29,50 mm=0,295 m wynosi:

( ) kJ75,3510295,01082,1721E 324

2LAD =⋅⋅⋅⋅= − (93)

Porównanie energii sprężystych przejętych przez sprężyny zewnętrzne oraz wewnętrzne wózka Y25L w poszczególnych stanach załadowania wagonu jest przedstawione na rys.8.

020406080

100120140160

I II III

sprężynazewnętrzna sprężynawewnętrzna

Legenda: Oś pozioma X: I - stan próżny wagonu, II - stan ładowny, III - stan maksymalny Oś pionowa Y: kJ

Rys.8. Porównanie energii sprężystych przejętych przez sprężynę zewnętrzną oraz sprężynę wewnętrzną w różnych stanach

załadowania wagonu

6. WNIOSKI Z przeprowadzonych analiz wynika, że w celu zapewnienia właściwej wytrzymałości statycznej oraz zmęczeniowej konieczne jest podjęcie przez producen-ta właściwego reżimu technologicznego i procesów odbiorczych w celu zapewnienia odpowiedniej jako-ści. Sprężyny wózka Y25L nie są jedynymi elemen-tami, posiadającymi kompaktową budowę i przeno-szącymi poważne siły statyczne oraz dynamiczne. W wielu pojazdach konstruowanych obecnie miejsce wyznaczone dla układu biegowego jest ograniczone, co sprawia że elementy są bardzo poważnie wytężone podczas eksploatacji. Zmusza to konstruktorów do poszukiwania dalszych, bardziej wydajnych rozwiązań pod względem funkcjonalnym oraz wytrzymałościo-wym, zapewniających oprócz kompaktowej (zwartej) budowy, wysoką wytrzymałość oraz trwałość. Aby zapewnić wymaganą żywotność sprężyn zawieszenia pierwotnego, konieczne jest prawidłowe funkcjono-wanie tłumika ciernego, co wymaga między innymi zastosowania płytek odpornych na ścieranie wg karty UIC 893 [11]. Kompaktowa budowa wózka jest po-wiązana z wymogiem minimalnej masy własnej ukła-du biegowego, a tym samym wagonu towarowego. W takim przypadku można zrealizować możliwie mak-symalną ładowność wagonu towarowego, co przyczy-nia się do wzrostu konkurencyjności transportu kole-jowego ładunków, w stosunku do pozostałych rodza-jów transportu, zwłaszcza drogowego. Aby sprężyny

39


wózka dwuosiowego wagonu towarowego Y25L speł-niły wszechstronne wymagania, konieczne jest opra-cowanie właściwej dokumentacji wykonawczej przez konstruktora, zastosowanie prawidłowej technologii wykonania i odbiorów oraz zapewnienie prawidłowej eksploatacji, przez utrzymanie zawieszenia przymaź-nicznego w prawidłowym stanie, opartym o wytyczne zawarte w DSU.

7. LITERATURA

[1] Kaiser B.: Untersuchung des Korrosionsschutzes an Schraubenfedern für Schienenfahrzeuge. Eisenabahn-technische Rundschau Nr. 7+8/2008.

[2] Schmidt D.: Tragfeder aus Stahl für Schienenfahrzeuge. Konstruktion, Berechnung, Fertigung. Eine Veröffentli-chung des Federnwerkes Langen & Sondermann GmbH&Co.KG. 2002.

[3] Sobaś M: Problematyka usprężynowania wózków wago-nów towarowych typu Y25. Pojazdy Szynowe nr 1/2014.

[4] Sobaś M.: Analiza usprężynowania wózków wagonów towarowych typu Y25. Pojazdy Szynowe nr 2/2014.

[5] Karta UIC 432: Wagony towarowe. Prędkości jazdy. Warunki techniczne, które należy spełnić. 11-te wydanie 09/2006.

[6] Karta UIC 500: Normalizacja taboru transportowego i jego elementów. Zasady, procedury, 2-gie wydanie, grudzień 2000.

[7] Karta UIC 510-1: Wagony towarowe. Układ biegowy standaryzacja. 9-te wydanie z 1.01.78. 14-ście zmian od 1.01.80 do 1.01.97.

[8] Karta UIC 517: Wagony towarowe. Części zawieszenia resorowego. Normalizacja. 7-

dme wydanie z maja 2007. [9] Karta UIC 518: Badania i homologacja pojazdów kole-

jowych z punktu widzenia właściwości dynamicznych, bezpieczeństwa jazdy, obciążenia toru i parametrów biegowych. 4-te wydanie z października 2009.

[10] Karta UIC 822: Warunki techniczne dostawy sprężyn śrubowych naciskowych formowanych na gorąco lub na zimno dla pojazdów trakcyjnych i wagonów. 5-te wydanie z 11.2003

[11] Karta UIC 893: Warunki techniczne dla dostawy blach na płyty prowadnicowe ze stali manganowej. 2-gie wydanie. 06.2004.

[12] PN-EN 10089:2002 Stale walcowane na gorąco na sprężyny ulepszane cieplnie. Warunki techniczne dostawy.

[13] PN-EN 13298:2003: Kolejnictwo. Elementy zawieszenia. Stalowe sprężyny śrubowe zawieszenia.

[14] PN-EN 14363:2007 Kolejnictwo. Badania własności dynamicznych przed dopuszczeniem pojazdów szynowych. Badanie właściwości biegowych i próby stacjonarne.

[15] Raport ORE/ERRI: Frage B12 Vereinheitlichung der Güterwagen. Standard-Drehgestell. Bericht Nr.14.Utrecht, 11.1967.

[16] Schlussbericht ERRI B12/Rp.17 (8-me wydanie): Program badań wagonów towarowych z podwoziem i strukturą wagonu ze stali (które nadają się do zabudowy sprzęgu pracującego na ściskanie) i których wózki mają ramę stalową. (Versuchsprogramm für Güterwagen mit Untergestell und Wagenkasten aus Stahl (die für den Einbau der Automatischen Zug-Druck Kupplung geeignet sind) und deren Drehgestelle mit stählernem Drehgestellrahmen). Utrecht , 04.1997.

[17] Raport ORE/ERRI B55: Sicherheit gegen Entgleisen von Güterwagen in Gleisverwindungen. Bericht 8 (Schlussbericht). Utrecht , April 1983.

[18] TSI: Dziennik Urzędowy Unii Europejskiej. Decyzja Komisji z dnia 13 marca 2013 dotycząca technicznej specyfikacji dla interoperacyjności odnoszącej się do podsystemu „tabor kolejowy - wagony towarowe” transeuropejskiego systemu kolei konwencjonalnych.

[19] Norma DIN 2089 Teil 1: Zylindrische Schraubenfedern aus runden Drähten und Stäben. Berechnung und Konstruktion.

40


Badania symulacyjne pojazdu szynowego wyposażonego w sprężyny pneumatyczne RX-1965 i RX-1974 z zastosowaniem

mikroprocesorowego sterowania wysokością sprężyny

dr inż. Marian Kaluba prof. IPS mgr inż. Karol Bryk mgr inż. Krzysztof Łukaszewski Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR”

W artykule przedstawiono koncepcję oraz komputerowy model wybranych rozwią-zań konstrukcyjnych pojazdu z zawieszeniem pneumatycznym aktywnie sterowa-nym. Zamodelowano dwie wersje sprężyn pneumatycznych (RX-1965, RX-1974) wraz z obciążającymi je masami i układem sterującym ich wysokością. Opracowa-no model pojazdu szynowego (wagon pomiarowy typu pasażerskiego) z zastosowa-niem modeli w/w sprężyn pneumatycznych sterowanych przez układ mikroproceso-rowy. Opracowany model wagonu pomiarowego umożliwia badania symulacyjne przypadków zdarzeń występujących w eksploatacji. Przeprowadzono wielowarian-towe analizy symulacyjne: badania na prostych odcinkach toru, na łukach toro-wych zwichrowanych i z przechyłką oraz z zadaną wysokością podłogi pojazdu. Analizy dynamiczne przeprowadzono w systemie SIMPACK 9.5, który jest jednym z aktualnie wiodących systemów wykorzystywanych do symulacji zachowania dyna-micznego pojazdów szynowych. Opracowany model wagonu pomiarowego umożli-wiał badania symulacyjne przypadków zdarzeń występujących w eksploatacji.

1 WSTĘP

Na skutek postępu w przemyśle, który nastą-pił w drugiej połowie XX wieku, stało się możliwe budowanie niezawodnych sprężyn pneumatycznych o parametrach umożliwiających ich wykorzystanie w pojazdach szynowych. Sprężyny te znalazły zastoso-wanie przede wszystkim w taborze pasażerskim, jako elementy II-go stopnia usprężynowania. Do niewąt-pliwych zalet tych elementów można zaliczyć moż-liwość utrzymania ich wysokości w pożądanym za-kresie niezależnie od obciążenia, które one przeno-szą. To w konsekwencji pozwala na budowę pojaz-dów o bardziej miękkim zawieszeniu II-go stopnia bez ryzyka nadmiernej różnicy wysokości urządzeń cięgłowo – zderznych.

Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR” w Poznaniu w ramach projektu celowego Nr 6 ZR6 2009C/07185 pt. „System zawieszenia pneumatycz-nego wagonów osobowych, zespołów trakcyjnych i lekkich pojazdów szynowych z układem aktywnego sterowania” opracował projekt dwóch sprężyn pneu-matycznych oznaczonych odpowiednio RX-1965 oraz RX-1974. Podstawowe dane tych elementów przedstawiono w tabeli.1.

Tabela 1 - Podstawowe parametry sprężyny pneumatycznej RX-1965 oraz RX-1974

Lp. Parametr RX-1965 RX-1974 1 Średnica zewnętrzna sprężyny ~600 mm ~800 mm

2 Objętość miecha przy nominalnej

wysokości 0,04 m3 0,07 m3

3 Siła pionowa maksymalna 100 kN 160 kN 4 Maksymalne ciśnienie pracy 0,7 MPa 0,7 MPa 5 Pionowe ugięcie maksymalne 60 mm 60 mm 6 Pionowe odbicie maksymalne 160 mm 160 mm 7 Sztywność pionowa 0,8÷1,0 kN/mm ~1,0 kN/mm 8 Sztywność poprzeczna 0,1÷0,2 kN/mm 0,1÷0,2 kN/mm

W artykule tym przedstawiono drugą część prac związanych z tym projektem polegających na opracowaniu algorytmu mikroprocesorowego układu regulacji wysokości sprężyn pneumatycznych. Przed projektowanym układem postawiono następujące

41


wymagania: a) zapewnienie zadanej wysokości usprężynowania

II-go stopnia niezależnie od obciążenia nadwozia pojazdu oraz możliwość regulacji wysokości nad-wozia celem dostosowania do wysokości pe-ronów,

b) kompensacja niezrównoważonego przyspieszenia bocznego podczas przejazdu przez łuk z nie-doborem przechyłki,

c) wyrównanie nacisków kół spowodowanych wich-rowatością na bazie pudła pojazdu podczas prze-jazdu przez tor wichrowaty.

2 OPIS ALGORYTMU STEROWANIA

Na rys.1 przedstawiono schemat blokowy al-gorytmu zastosowanego do sterowania układu sprę-żyn pneumatycznych zabudowanych w drugim stop-niu zawieszenia wagonu pomiarowego typu pasażer-skiego. Zmiennymi wyjściowymi ze sterowanego układu są wysokości poszczególnych sprężyn, któ-rych wartości w rzeczywistym układzie mogą pocho-dzić np. z czujników zainstalowanych przy poszcze-gólnych miechach. Sygnały te przechodzą przez filtr dolnoprzepustowy w celu usunięcia zakłóceń wyni-kających z nierówności toru. Zmienne te oznaczono na rys.1 odpowiednio z1, z2, z3 i z4. Do realizacji przez układ zadań postawionych w rozdziale 1 wy-godniej jest zastosować cztery regulatory, które nie są bezpośrednio powiązane z poszczególnymi miechami pneumatycznymi, ale są związane z nowymi zmien-nymi „ogólnymi” z, ψ, γ oraz α, które łatwiej można „połączyć” z poszczególnymi zadaniami. Zmienne „ogólne” łączą się z wysokościami poszczególnych sprężyn za pomocą transformaty liniowej.

Rys. 1 – Schemat algorytmu sterowania

[ ] ( ) ( ) ( ) ( )( ) ( ) ( ) ( )

( ) ( ) ( ) ( )

⋅

⋅⋅−⋅−⋅⋅⋅⋅−⋅−⋅−⋅⋅−⋅

=

⋅=

4321

221221221221221221221221221221221221

41414141

4321

zzzz

bbbbaaaabbbb

zzzz

T

z

αγψ

(1) Gdzie: 2b=2 [m] - odległość poprzeczna między sprężynami pneumatycznymi wózka, 2a=19 [m] - baza wagonu.

Trzy pierwsze zmienne „ogólne” opisują zmianę położenia pudła wagonu na skutek odkształ-cenia sprężyn pneumatycznych: z - zmiana wysokości środka pudła pojazdu, ψ - zmiana kąta pochylenia wzdłużanego pudła wagonu (obrót wzdłuż osi OX), γ - zmiana kąta pochylenia poprzecznego pudła wago-nu (obrót wzdłuż osi OY), ostatnia zmienna „ogólna” α jest związana z przejazdem pojazdu przez tor wi-chrowaty i jest równa połowie kąta obrotu wzdłużne-go (obrót wzdłuż osi OX) mierzonego między rama-mi wózków.

Każdy z zastosowanych w algorytmie regulatorów pracuje na podstawie sygnału uchybu, czyli różnicy miedzy wartością zadaną (zn, ψn, γn i αn) a aktualną wartością danej zmiennej (z, ψ, γ i α). Zde-cydowano się na zastosowanie regulatorów propor-cjonalnych ze strefą nieczułości, której rozmiar dla poszczególnych regulatorów wynosi odpowiednio: ±10 mm, ±5 mrad, ±1mrad oraz ±1mrad, zaś wzmoc-nienie poza strefą nieczułości wynosi odpowiednio: 20; 20; 200 oraz 100. Zróżnicowanie charakterystyk regulatorów umożliwia uzyskanie różnej precyzji sterowania wysokością sprężyn w zależności od wy-konywanego zadania. Przedstawione nastawy regula-torów zostały wybrane po serii symulacji, których

42


celem było znalezienie optymalnych wartości tych nastaw. Uzyskane z regulatorów sygnały sterujące Sz, Sψ, Sγ oraz Sα są przy pomocy macierzy transforma-ty odwrotnej T-1 przeliczane na sygnały sterujące S’z1, S’z2, S’z3 i S’z4. Następnie przebiegi sygnałów sterujących są odcinane (w ograniczniku wartości sygnału sterującego) powyżej wartości 1 i poniżej wartości -1, dzięki czemu sygnały sterujące Sz1, Sz2, Sz3 i Sz4 mieszczą się w zakresie od -1 do 1. Tak uzyskane sygnały sterujące są podawane na zawory poszczególnych sprężyn pneumatycznych wagonu.

Realizacja zadań opisanych w rozdziale 1 jest możliwa poprzez podawanie odpowiednich wartości sygnałów zadanych zn, ψn, γn i αn. Oddzielną kwestią pozostaje jednak generowanie odpowiednich prze-biegów tych sygnałów w calu realizacji poszczegól-nych zadań.

Zdecydowanie najprostszym przypadkiem jest utrzymanie pożądanej wysokości nadwozia nie-zależnie od obciążenia lub dostosowanie wysokości nadwozia do wysokości peronu. W tym wariancie należy po prostu podać jako wartość zadaną zn war-tość oczekiwanej wysokości nadwozia.

Bardziej złożonym przypadkiem jest kom-pensacja niezrównoważonego przyspieszenia bocz-nego podczas przejazdu przez łuk z niedoborem przechyłki. Brakującą wartość przechyłki toru można uzyskać zadając odpowiednią wartość kąta obrotu wzdłużnego pudła (obrót wzdłuż osi OX). Wartość tego kąta jest wyznaczana na podstawie niezrówno-ważonego przyspieszenia bocznego mierzonego na ramie wózka. Zakres zmienności sygnału ψn jest ograniczony przez pionowe ugięcie maksymalne sprężyny pneumatycznej, które wynosi 60 mm oraz pionowe odbicie maksymalne, które wynosi 160 mm. Pozostawiając 20 mm rezerwy na amortyzację drgań wynikających z nierówności toru, przy rozstawie poprzecznym sprężyn pneumatycznych równym 2m, kąt obrotu pudła mieści się w zakresie ±0.09 rad czyli ±5,15º. Uzyskany zakres zmienności kata ψn zapew-nia kompensacje niezrównoważonego przyspieszenia bocznego do wartości 0,88 m/s2. Ponieważ wartości pionowego ugięcia oraz pionowego odbicia maksy-malnego miechów pneumatycznych nie są takie sa-me, dlatego w celu możliwie pełnego wykorzystania zakresu ruchów tych elementów podczas obrotu pu-dła wprowadzono dodatkowe unoszenie całego nad-wozia wagonu.

Powyższy algorytm umożliwia także kom-pensacje wichrowatości toru poprzez nadążną reali-zacje mierzonej wichrowatości przez zawieszenie pneumatyczne II-ego stopnia. Zapobiega to odkształ-ceniu sprężyn I-go stopnia pod wpływem wichrowa-tego odcinka toru. Należy jednak zwrócić uwagę, że układ ten kompensuje jedynie wichrowatość związa-ną z bazą wagonu. Odpowiednia wartość kąta αn po-

trzebna do uzyskania opisywanego efektu obliczana jest na podstawie wichrowatości toru g liczonej z ugięcia sprężyn I-go i II-go stopnia.

3 MODEL POJAZDU W PROGRAMIE SIM-PACK

W programie SIMPACK zbudowano model wagonu wyposażonego w sprężyny RX-1965 (wa-riant a) oraz drugi model wyposażony w sprężyny RX-1974 (wariant b). Oba modele oprócz sprężyn różnią się masą pudła. Ogólny widok zamodelowa-nego wagonu pokazano na rys. 2.

Podstawowe parametry zamodelowanych wagonów: -baza wagonu..................................................19,00 m -baza wózka......................................................2,50 m -masa całkowita wagonu dla wariantu a)....................................................................35000 kg -masa całkowita wagonu dla wariantu b)......50000 kg -masa wózka....................................................7000 kg -ciśnienie zasilania sprężyn pneumatycznych ........................................................................0,7 MPa -średnica wewnętrzna przewodu zasilającego spręży-nę pneumatyczną...............................................25 mm

Rys. 2 - Model wagonu osobowego wykonany w programie SIMPACK

4 SYMULACYJNA WERYFIKACJA PO-PRAWNOŚCI DZIAŁANIA UKŁADU

Poprawność działania algorytmu została zwe-ryfikowana przez wykonanie symulacji zachowania się wagonu ze sprężynami pneumatycznymi sterowa-nymi przy wykorzystaniu zbudowanego algorytmu. Ponieważ wyniki otrzymane dla sprężyn RX-1965 wariant a) oraz sprężyn RX-1974 wariant b) są jako-ściowo bardzo podobne, dlatego w niniejszym arty-kule przedstawiono wyniki jedynie dla wariantu a).

W pierwszym etapie sprawdzono możliwości dostosowania wysokości podłogi pudła wagonu do wysokości peronu poprzez zadanie żądanego prze-biegu zmian wysokości w czasie. Przebieg ten został podany na wejście regulatora wysokości jako wartość zadana zn. Na rys. 3 przedstawiono przebiegi obrazu-jące pracę poszczególnych regulatorów. Na tle prze-biegu wartości zadanych zn, ψn, γn i αn przedstawiono bieżące wartości zmiennych „ogólnych” z, ψ, γ i α wraz z zaznaczoną strefą nieczułości danego regula-tora. Poniżej tych przebiegów zamieszczono sygnał sterujący Sz, Sψ, Sγ oraz Sα generowany na wyjściu każdego regulatora. W czasie symulacji sygnał steru-jący wygenerował tylko regulator z, co wynika z

43


specyfiki tego zadania. Na rys 4 przedstawiono wy-sokość poszczególnych sprężyn pneumatycznych.

Rys. 3 - Przebiegi sygnałów wejściowych i wyjściowych związane z pracą poszczególnych regulatorów

Rys. 4 - Zarejestrowane zmiany wysokości poszczególnych sprężyn pneumatycznych

W celu sprawdzenia działania układu pod względem możliwości kompensacji niezrównoważo-nego przyspieszenia bocznego wykonano serię symu-lacji przejazdów z różnymi prędkościami przez łuki torowe o różnych parametrach geometrycznych. Pa-rametry geometryczne i kinematyczne wybranych dwóch przejazdów przedstawia tabela 2.

Długości krzywej przejściowej oraz rampy przechyłkowej zostały tak dobrane dla poszczegól-nych przejazdów, aby spełnić następujące kryteria powszechnie stosowane w pojazdach z wychylnym pudłem: -maksymalna prędkość unoszenia koła na rampie przechyłkowej fdop= 35 mm/s; -maksymalny przyrost niezrównoważonego przyspie-

szenia bocznego działającego na pasażera Ψdop= 0,5m/s3;

- maksymalna prędkość obrotu pudła względem wózka ωdop=2.5 °/s.

Przejazd Prędkość V[km/h]

Promień łuku R

[m]

Długość łuku koło-wego l [m]

Długość krzy-wej przejścio-

wej lk [m]

Przechyłka f [mm]

Niezrównoważone przyspieszenie bocz-

ne w płaszczyźnie toru ay [m/s2]

1 110 500 400 150 150 0,88 2 126 500 400 150 150 1,48

Wyniki dla przejazdu 1 przedstawiono na rys. 5 i 6. W analizowanym przypadku algorytm sterowa-nia zadziałał prawidłowo wymuszając dodatkowe wychylenie pudła, dzięki któremu nastąpiła redukcja niezrównoważonego przyspieszenia bocznego z war-tości około 0,9 m/s2 do wartości bliskiej zeru. Dla przejazdu 2 rys.7 układ także zadziałał poprawnie zmniejszając niezrównoważone przyspieszenie bocz-ne z wartości około 1,5 m/s2 do wartości 0,87 m/s2. W obu przedstawionych przejazdach nastąpiło pełne wykorzystanie zakresu przechylania pudła 5,15º, co skutkowało oczekiwaną redukcją przyspieszenia bocznego o wartość około 0,88 m/s2. W symulowa-nych przejazdach oprócz regulatora ψ bezpośrednio odpowiedzialnego za przechylanie pudła zadziałał także regulator z oraz regulator α. Działanie regula-tora z podczas kompensacji niezrównoważonego przyspieszenia bocznego zostało wyjaśnione w opisie algorytmu. Zaś w przypadku regulator α bezpośred-nią przyczyną jego działania jest wichrowatość toru występująca na rampie przechyłkowej.

Zamieszczone przebiegi przyspieszenia ujawniają jednak niekorzystne właściwości badanego układu podczas przejazdu przez krzywe przejściowe, czego objawem są oscylacje przyspieszenia bocznego mierzone na nadwoziu pojazdu. Wynikają one z trud-ności związanych ze sterowaniem sprężyn pneuma-tycznych w dynamicznych stanach przejściowych.

44

Tabela 2 - Parametry geometryczne i kinematyczne wybranych przejazdów


Rys. 6 - Przebiegi sygnałów wejściowych i wyjściowych związane z pracą poszczególnych regulatorów, przejazd 1

Rys. 7 - Przyspieszenie boczne oraz wysokość poszczególnych sprężyn pneumatycznych, przejazd 2

Rys. 8 - Realizowana wichrowatość przez sprężyny pneumatyczne na tle mierzonej wichrowatości toru oraz wzdłużny mo-ment skręcający pudło przy aktywnym i wyłączonym układzie kompensacji wichrowatości

45


Rys. 9 - Przebiegi sygnałów wejściowych i wyjściowych związane z pracą poszczególnych regulatorów

5 UWAGI KOŃCOWE

W artykule tym przedstawiono algorytm ste-rowania umożliwiający wykorzystanie sprężyn pneumatycznych RX-1965 oraz RX-1974 do następu-jących zadań:

a) utrzymywanie zadanej wysokości podłogi pojazdu niezależnie od zmian obciążenia oraz możliwość dostosowania wysokości podłogi do wysokości peronu,

b) kompensacje niezrównoważonego przyspieszenia bocznego podczas przejazdu przez łuk z niedobo-rem przechyłki,

c) kompensacje wichrowatości toru przez sprężyny pneumatyczne celem poprawy bezpieczeństwa podczas przejazdu przez tor wichrowaty.

Rezultaty uzyskane dla zadania a) potwier-dzają możliwość wykorzystania badanych sprężyn wraz z układem sterowania do regulacji wysokości podłogi nadwozia. Otrzymane przebiegi czasowe potwierdzają także wystarczającą szybkość działania układu.

W przypadku zadania b) wyniki są zgodne z oczekiwaniami dla stanów ustalonych (przejazd przez łuk kołowy). Otrzymany zakres kąta obrotu nadwozia ±5,15º umożliwia kompensacje niezrównoważonego przyspieszenia do 0,88 m/s2. Są to więc parametry porównywalne z systemami pasywnego wychylnego pudła, ale gorsze niż w systemach aktywnego wy-chylnego pudła, w którym zakres obrotów pudła wy-nosi przeważnie około ±8°, co zapewnia kompensa-cje niezrównoważonego przyspieszenia bocznego na

poziomie 1,37 m/s2. Podczas pracy tego systemu należy się liczyć jednak z dużym zużyciem powietrza spowodowanym częstą aktywacją systemu oraz du-żym zakresem zmiany wysokości sprężyn pneuma-tycznych podczas pracy tego systemu. Mankamentem analizowanego układu jest zachowanie się w stanach przejściowych (przejazd przez krzywe przejściowe), podczas których występują znaczące oscylacje po-przecznego przyspieszenia bocznego na pudle pojaz-du.

Wyniki otrzymane dla zadania c) wykazały możliwość zastosowania badanego układu do kom-pensacji wichrowatości toru. Zadanie to wymaga jednak doboru odpowiednio małej strefy nieczułości celem uzyskania wyraźnego efektu kompensacji.

Na podstawie otrzymanych rezultatów można wyznaczyć kierunek ewentualnych dalszych prac badawczych, które powinny skupić się przede wszystkim na poprawie działania układu w dyna-micznych stanach przejściowych.

Bibliografia

[1] PN-EN 14363: Kolejnictwo. Badania własności dyna-micznych dla dopuszczenia (homologacji) pojazdów szynowych. Badania własności biegowych i próby stacjonarne, PKN, Warszawa 2007

[2] Gąsowski W., Sobczak M.: Układy biegowe wagonów kolejowych, Wydawnictwo Politechniki Poznańskiej, Poznań 1987

[3] Biliński J.: Zagadnienia teoretyczne dynamiki po-ciągów z przechylnym nadwoziem, TTS, nr 6, 2000

46


System pozycjonowania baterii fotowoltaicznych

mgr. inż. Maciej Nowak dr hab. inż. Piotr Krawiec prof. PP Politechnika Poznańska

W artykule przedstawiono koncepcję automatycznego układu nadążnego umoż-liwiającego pozycjonowanie baterii fotogalwanicznych względem słońca. Poło-żenie ziemi wobec słońca jest zmienne i zależne od pory roku oraz dnia. W celu absorpcji jak największej części energii emitowanej przez słońce, konieczne jest zastosowanie aktywnego systemu śledzenia. Przedstawione w artykule rozwiązanie ma na celu podniesienie wydajności baterii fotowoltaicznych lub kolektorów słonecznych. W pracy wskazano przykłady i możliwości zastosowania baterii słonecznych w pojazdach szynowych.

Wstęp Prognozy dostępności klasycznych nośników energii wskazują, że zasoby węgla kamiennego wyczerpią się za około 40 lat, węgla brunatnego za 200 lat, ropy naftowej za 25 lat, a gazu ziemnego za 30 lat [1]. Wykorzystanie wymienionych źródeł energii generuje ponadto ogromne zanieczyszczenia do atmosfery, co w związku z podpisanym przez Polskę pakietem kli-matycznym zakładającym redukcję gazów do roku 2020 o 30% staje się ogromnym problemem finanso-wym. Niezbędne staje się, więc rozwijanie metod pozyski-wania nowych źródeł energii takich jak: elektrownie wodne, wiatrowe, energia słoneczna. Aktualnie bar-dzo rozpowszechnione jest pozyskiwanie energii sło-necznej za pomocą ogniw fotowoltaicznych. Jest to szczególnie uzasadnione w krajach bardzo i średnio nasłonecznionych, a nieposiadających klasycznych nośników energii. Energię słoneczną cechuje ekologiczność, bezpie-czeństwo, a jej złoża są „niewyczerpane”. Przewiduje się, że „śmierć słońca" nastąpi za około 5 miliardów lat. Wykorzystanie energii promieniowania słonecz-nego wymaga zastosowania stosunkowo niedrogich układów fotogalwanicznych przekształcających ener-gię słoneczną na prąd elektryczny. Dzięki zastosowa-niu kolektorów słonecznych możliwe jest magazyno-wanie energii elektrycznej i wykorzystanie jej np. w nocy. Położenie ziemi względem słońca podlega zmianom dobowym i rocznym, dlatego niezbędne jest stosowanie układów nadążnych umożliwiających au-tomatyczną zmianę położenia paneli fotogalwanicz-nych względem słońca (rys. 1). Baterie fotogalwaniczne znalazły zastosowanie do zasilania w energię elektryczną obiektów w których niemożliwe jest skorzystanie z sieci przewodowych np. w domkach letniskowych, na jachtach, w przy-czepach kempingowych, przy oświetlaniu: reklam,

przejść dla pieszych, bezprzewodowych kamer przemysłowych jak i monitorujących migrację zwierząt. Aktualnie trwają prace teoretyczne i eksperymentalne dotyczące zastosowania baterii słonecznych do napędu środków transportu. Znane są projekty i wdrożenia zawierające zastosowanie tego źródła energii do napędu hulajnogi [3], pociągów [4, 5], samochodów osobowych [6], autobusów [7], samolotów [8]. W celu jak największej absorpcji energii słonecznej niezbędne jest opracowanie tanich i niezawodnych systemów pozycjonowania baterii względem słońca. W tym artykule przedstawiona zostanie idea systemu automatycznego ustawiania baterii słonecznych zamontowanych na odbiornikach energii słonecznych.

Rys. 1. Położenie słońca na niebie w zależności od pory roku [2]

2. Propozycja systemu sterowania ogniwami fotogalwanicznymi Podstawowym zadaniem projektu jest realizacja układu nadążnego pozycjonowanie baterii fotogalwa-nicznych względem słońca. Zadanie polegało na opracowaniu koncepcji wykrywania położenia słońca

47


oświetlanej powierzchni zależy od kąta padania promieni słonecznych. Gdy kąt ten wynosi 90°, wiązka promieni pada na najmniejszą powierzchnię. Uzyskuję się wtedy największą koncentrację energii [9]. Zadaniem układu sterowania jest zapewnienie właściwego obrotu powierzchni kolektora w płasz-czyźnie poziomej w odpowiednim dla danego terenu zakresie. Dla Polski jest to 270°. System nadążny powinien także umożliwiać swobodę ruchu kolektora w zakresie od 0 do 90° w płaszczyźnie pionowej; dla Polski zakres 65° jest wystarczający ze względu na położenie słońca w dniu 23 czerwca. Wyróżnia się następujące układy pozycjonowania: − wertykalny, − horyzontalny, − horyzontalno-wertykalny. W tej pracy założono zbudowanie układu pozycjono-wania horyzontalno-wertykalnego, czyli obracającego się w dwóch osiach: poziomej i pionowej. Schemat układu sterowania wykonano w programie Eagle (rys. 2). Program jest dostępny w tzw. wersji edukacyjnej. Zaletą programu jest bogata biblioteka układów scalonych i elementów elektronicznych. Budowę układu sterowania silnikami krokowymi oparto na mikrokontrolerze A4988 Pololu. Do realizacji zadań z zakresu sterowania analogowo-cyfrowego wykorzystano układy z mikrokontrolerem Atmega8 firmy Atmel z rodziny AVR. Zadania przewidziane do wykonania przez układ sterowania zaprogramowano w języku C, który podłączono zgodnie z wytycznymi producenta. Układ pomiarowy został zbudowany z zestawów fotorezystorów wraz z potencjometrami dopasowującymi. Obsługa optycz-nego czujnika różnicy natężenia światła odbywa się na 4 wejściach analogowych mikrokontrolera. Dodatkowo wykonano niezależny moduł zasilający odpowiednio filtrowany przez kondensatory z dwoma wyjściami o różnych napięciach 9-12 V dla zasilania silników krokowych, mikrokontrolera Atmega i ukła-dów A4988.

oraz odpowiedniego wysterowania silników kroko-wych w taki sposób, aby płaszczyzna na której znajdują się baterie wraz z czujnikiem różnicowym była ustawiana w kierunku prostopadłym do promieni słonecznych. Baterie słoneczne najczęściej mają napięcie znamionowe 12V. Większe wartości napięcia można uzyskać stosując panele generujące moc powyżej 100W. Kierując się kryterium minimaliacji strat energii najbardziej optymalne jest zastosowanie odbiorników o napięciu 12V. W celu uzyskania zasilania 230V niezbędne jest rozbudowanie systemu fotowoltaicznego o przetwornicę prądu 12DC/230AC. Wartość oświetlenia energetycznego zależy głownie od wielkości oświetlanej powierzchni, a wielkość

Rys. 2. Schemat połączeń elektrycznych układu sterującego

Program Eagle jest bardzo użyteczny także do pro-jektowania ścieżek drukowanych. Rysunek 3a przed-stawia widok ścieżek wraz z rozmieszczonymi ele-mentami układu sterowania, a rysunek 3b przygo-towany do wydruku widok połączeń.

Rys. 3. Schemat połączeń elektrycznych układu sterującego: a) widok połączeń w docelowym rozmieszczeniu elementów, b) widok połączeń przygotowanych do wydruku i naniesienia na

laminat

Na rysunku (rys. 4) przedstawiono model trójwy-miarowego różnicowego czujnika natężenia oświe-tlenia. Zawarto tam cztery fotoelementy przesłonięte nieprzeźroczystą przegrodą. Dzięki tak usytuowanym elementom, można określić pozycję płaszczyzny, na której zamontowane są czujniki w stosunku do źródła światła. Jeżeli źródło światła nie znajduje się w pozycji prostopadłej do płaszczyzny z czujnikami to wtedy przesłony rzucają cień na niektóre czujniki, przez co zmienia się napięcie wyjściowe.

Rys. 4. Model 3D różnicowego

czujnika natężenia światła

48


Na rysunku 5 przedstawiono zaprojektowany algo-rytm sterujący. Układ sczytuje wyniki na wejściach analogowych, do których podłączone są foto-rezystory, odpowiednio je grupuje i wyznacza średnie arytmetyczne z poszczególnych par fotoelementów. Zadaniem układu sterowania położeniem kolektorów jest zrównoważenie wartości na odpowiednich parach czujników. Przykładowo, jeżeli wynik średnich z dwóch czujników po lewej stronie (CZ13) plus określona tolerancja T jest mniejszy od średnich z czujników po prawej stronie, silnik krokowy MOTOR 1 odpowiedzialny za ruch w tej płaszczyźnie wykona jeden krok w lewą stronę. Analogicznie wygląda pro-ces dla pozostałych instrukcji warunkowych. Jeżeli średnie są sobie równe silniki zachowują swoją po-zycję.

Rys. 5. Algorytm sterujący

Rysunki 6 i 7 przedstawiają prototyp urządzenia wykonanego na płytce stykowej. Rozwiązanie to umożliwiło przetestowanie działania układu bez konieczności lutowania jego poszczególnych elemen-tów. Krzyżyk na rysunku 7 wskazuje miejsce, w którym powinna znaleźć się przysłona, natomiast okręgi symbolizują fotorezystory.

Rys. 6. Prototyp urządzenia wykonany na płytce stykowej

Rys. 7. Widok elementów na płytce stykowej

3. Podsumowanie

Dzięki zastosowaniu urządzeń mechatronicznych wykorzystanie energii słonecznej do napędu środków transportu staje się coraz powszechniejsze. Na szczególną uwagę, zasługują rozwiązania dedykowane napędom dużych pojazdów jakimi są lokomotywy i pociągi. Kierując się kryterium ekonomicznym bardzo ważne jest jak największe absorbowanie energii słonecznej i jej magazynowanie. Zaprojektowany i wykonany prototyp urządzenia może z powodzeniem zostać zastosowany do automatycznego dopasowania położenia baterii fotogalwanicznych względem słoń-ca. Przedstawione rozwiązanie cechuje się prostotą budowy, niezawodnością oraz niskimi kosztami wykonania.

Literatura

[1]www.funduszestrukturalne.gov.pl/informator/npr2/prognozy/zaopatrzenie.pdf

[2] www. ep.com.pl/files/1844.pdf [3]www.spidersweb.pl/2013/05/hulajnoga-zasilana-

energia-elektryczna-czyli-jak-nie-wydac-ani-grosza-na-paliwo.html

[4]www.budapesttimes.hu/2013/09/11/first-solar-train-makes-way-while-sun-shines

[5]www.elektroonline.pl/news/4060,Pociag-napedzany-energia-sloneczna

[6]www.ekologiczni.pl/2,146,Samochod-na-energie-sloneczna

[7]ww.tech.wp.pl/kat,1009779,title,Pierwszy-autobus-zasilany-energia-sloneczna

[8] www.eko.v10.pl/Samolot,z,napedem,slonecznym, Solar,Impulse,eksperymentalny,lot,44687.html

[9] Jajor P. Urbański S. Waluś K. J., Mechatroniczny system pozycjonowania kolektora słonecznego, Zeszyty Naukowe Politechniki Poznańskiej. Maszyny Robocze i Transport,2006, nr 60, s. 67-73.

49


mgr inż. Tomasz Antkowiak Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR”

Wymagania w zakresie spawania pojazdów szynowych w aspekcie obowiązujących norm i przepisów.

W artykule przedstawiono wymagania zawarte w seriach norm w zakresie spawa-nia obowiązujących przy budowie i naprawie pojazdów szynowych. Ponadto przed-stawiono wymagania określone przez konstruktora na etapie projektowania pojaz-du dotyczące technologii wykonania oraz jakości połączeń spawanych. Omówiono zasady przedstawiania połączeń spawanych na rysunkach. Opisano również za-gadnienie uszkodzenia spoin. Ponadto zaprezentowano przykłady metod spawania metali.

1. WPROWADZENIE Ustroje nośne (ramy, ostoje, belki nadwózkowe)

pojazdów szynowych są poddawane oddziaływaniom zmiennym związanym z charakterem pracy pojazdu przez co narażone są na zjawisko zmęczenia. W celu zabezpieczenia tych konstrukcji przed zjawiskiem pęknięcia zmęczeniowego należy je projektować z uwzględnieniem wytycznych zawartych w odpowied-nich normach oraz z uwzględnieniem wymagań okre-ślonych przez konstruktora zawartych w dokumentacji konstrukcyjnej.

Na proces inicjacji i propagacji pęknięć zmęcze-niowych wpływa bardzo wiele różnych czynników. W przypadku spawania najważniejsze są: • naprężenia pozostające po spawaniu • niezgodności spawalnicze • kształty spoiny • skład i własności mechaniczne materiału rodzime-

go • szerokość i grubość łączonych elementów • sposób przygotowania brzegów • proces spawania • pozycja spawania • obróbka mechaniczna po spawaniu • obróbka cieplna po spawaniu.

W obowiązujących w Polsce normach istnieje sze-reg przepisów, związanych z prawidłowym projekto-waniem i wykonywaniem połączeń spawanych w pojazdach szynowych, obejmujących powyższe za-gadnienia.

2. WYMAGANIA W ZAKRESIE SPAWANIA CZĘŚCI SKŁADOWYCH POJAZDÓW SZY-NOWYCH

2.1. Seria norm EN 15085 2.1.1 EN 15085-1 [2] W części pierwszej zawarto ogólne zalecenia i definicje odnoszące się do produkcji spawalniczej pojazdów szynowych i związanych z nimi komponen-tów. Zgodnie z [4] klient nie narzuca wytwórcy tech-

nologii wykonania wyrobu a jedynie określa wymaga-nia eksploatacyjne. Zatem wytwórca posiada swobodę wyboru procesu spawania wraz ze wszystkimi czyn-nościami około spawalniczymi. Ważnym zapisem [4] jest również to, że wytwórca musi wykazać potencjalnemu klientowi, że dysponuje kompleksową kontrolą jakości oraz że żądane prze klienta wymagania jakości będą uzyskane szczególnie przez: • certyfikację wytwórcy • kwalifikowanie spawaczy i operatorów/ nasta-

wiaczy • kwalifikowanie procesów spawania i próby ro-

bocze.

2.1.2 EN 15085-2 [5] Ta część normy określa poziom certyfikacji, jak również wymagania w stosunku do zakładu spawalni-czego. Ponadto zawiera opis procedury kwalifikowa-nia zakładów spawalniczych. Zgodnie z [5] rozróż-niamy następujące poziomy certyfikacji: CL1, CL2, CL3, CL4. Zgodnie z [5] następujące elementy mogą być wy-twarzane tylko w zakładach spawalniczych certyfiko-wanych dla poziomu certyfikacji CL1: • wózki (czołownica, ostojnica, belka skrętowa,

rama wózka) • podwozie (część czołowa ostoi, ostojnica i belka

skrętowa, montaż) • nadwozie pojazdu szynowego (ściany czołowe,

ściany boczne, dach) • urządzenia cięgłowo zderzakowe • ramy nośne dla zewnętrznych elementów wyposa-

żenia • mocowanie zestawu kołowego, łożyska osiowe,

wsporniki amortyzatorów drgań, amortyzatory, amortyzatory drgań

50


• osprzęt hamulca (magnetyczny hamulec szynowy, cięgła, trójkąty hamulcowe, cylindry hamulcowe, belki hamulcowe)

• ramy nośne do bardzo ciężkich pojazdów • części przyspawane służące do przeniesienia siły

pociągowej z wózka na pojazd szynowy • zbiorniki paliwa pojazdów szynowych • spawanie produkcyjne odlewów w ramach wyżej

wymienionych elementów konstrukcyjnych • zbiorniki gazu sprężonego, cysterny i kontenery –

cysterny pojazdów szynowych poddawane próbom ciśnieniowym. Dla poziomu certyfikacji CL1 lub CL2 (w

zależności od klasy jakości spoin) sklasyfikowano m.in. następujące elementy : • drzwi wejściowe do wagonu • elementy przeniesienia napędu • ściany przesuwne w pojeździe • uchwyty do przewodów hamulcowych • wyposażenie kabiny maszynisty.

Poziom certyfikacji CL3 obowiązuje przy wykony-waniu lub naprawianiu m.in.:

• korb i dźwigni różnego przeznaczenia • klinów do podstawiania pod koła pojazdu • ram siedzeń • ram okiennych. Ostatni poziom certyfikacji CL4 obejmuje zakład, który nie utrzymuje własnej produkcji spawalniczej ale konstruuje lub kupuje i montuje spawane kompo-nenty i elementy konstrukcyjne.

2.1.2 EN 15085-3 [6] W tej części serii norm zawarto wytyczne konstruowania i klasyfikacji do budowy i obsługi technicznej pojazdów szynowych i ich elementów konstrukcyjnych. Przy projektowaniu połączeń spawanych wchodzą-cych w skład pojazdów szynowych, spełnione muszą być poniższe wymagania o ile w ramach danego pro-jektu lub specyfikacji wyrobu nie dokonano innych ustaleń:

c. stan naprężeń i współczynnik naprężeń Stan naprężeń określany jest przez współczynnik naprężeń, który to jest wyrażany stosunkiem napręże-nia rzeczywistego do naprężenia dopuszczalnego dla obliczonego typu złącza przy uwzględnieniu właści-wego współczynnika bezpieczeństwa. Norma lub źródło, z którego wybiera się dopusz-czalne wartości naprężeń powinny być ustalone mię-dzy klientem a wytwórcą i ewentualnie krajowym urzędem bezpieczeństwa. Należy przy tym uwzględ-nić wymagania zawarte w odpowiednich normach. d. kategoria bezpieczeństwa Kategoria bezpieczeństwa definiuje skutki uszko-dzenia pojedynczej spoiny w odniesieniu do następstw wywieranych na ludzi, urządzenia i środowisko. Po-dział kategorii zawarto w tabeli 1.

a. wytrzymałość statyczna Obliczone naprężenia muszą być mniejsze lub

równe od wartości dopuszczalnych dla rozpatry-wanych komponentów, które podane są w specyfikacji lub przez wytwórcę i zaakceptowane przez uzgod-nioną jednostkę. b. wytrzymałość zmęczeniowa Projektowanie połączeń spawanych powinno odbywać się odpowiednio do istniejącego stanu na-prężeń i kategorii bezpieczeństwa. Dopuszczalne parametry wytrzymałości zmęczeniowej, które okreś-lone są w normach, przepisach, procedurach, wytycznych lub na wykresach wytrzymałości zmę-czeniowej, zamieszczane są w specyfikacji lub przez wytwórcę i muszą być zaakceptowane przez uzgod-nioną jednostkę lub kompetentny krajowy urząd bezpieczeństwa.

Tabela 1 Kategorie bezpieczeństwa spoin [6]

Tabela 2 Klasy jakości spoin [6]

e. klasy jakości spoin Klasy jakości spoin określane są w fazie projekto-wania w zależności od kategorii bezpieczeństwa i stanu naprężeń. Należy konsultować się z odpowied-nim nadzorem spawalniczym odnośnie praktycznych możliwości wykonania. W tabeli 2 przedstawiono klasy jakości.

Kategoria bezpieczeństwa Stan naprężeń Wysoka Średnia Niska Wysoki CP Aa CPc CP C2 Średni CP Bb CP C2 CP C3 Niski CP C1d CP C3 CP D

Kategoria Opis Niska Uszkodzenie spoiny nie prowadzi do bezpośredniego naruszenia funkcjonalności.

Wynikające stąd zdarzenia zagrażające życiu i zdrowiu osób są nieprawdopodobne Średnia Uszkodzenie spoiny prowadzi do bezpośredniego naruszenia funkcjonalności i może

prowadzić do wynikających stąd zdarzeń zagrażających życiu lub zdrowiu osób Wysoka Uszkodzenie spoiny prowadzi do wynikających stąd zdarzeń zagrażających życiu lub

zdrowiu osób i do utraty funkcjonalności

51


a Klasa jakości Spoiny CP A jest specjalną klasą jakości spoin, która obowiązuje tylko dla spoin wykonanych z pełnym przetopem i w pełni dostępnych do przeprowadzenia kontroli i badań w trakcie produkcji i obsługi tech-nicznej b CP B dla kategorii bezpieczeństwa „wysoka” obowiązuje tylko dla spoin wykonanych z pełnym przetopem i w pełni dostępnych do przeprowadzenia kontroli i badań w trakcie produkcji i obsługi technicznej c CP B dla kategorii bezpieczeństwa „średnia” jest dopuszczalna również dla spoin bez możliwości wykonania badań objętościowych; w takim przypadku konieczne jest umieszczenie na rysunku specjalnej wskazówki „śred-nia kategoria bezpieczeństwa/ konieczne rozszerzone badania na wykrywanie pęknięć powierzchniowych’ i trze-ba przeprowadzić badania zgodnie z odpowiednimi wytycznymi zawartymi w normie [7]. d CP C1 jest również dopuszczalna dla spoin bez możliwości wykonania badań objętościowych. W takim przy-padku konieczne jest umieszczenie na rysunku specjalnej wskazówki „konieczne badania na wykrywanie pęknięć powierzchniowych” i trzeba przeprowadzić badania zgodnie z normą [7]

Klasy jakości spoin określane są w fazie projekto-wania w zależności od kategorii bezpieczeństwa i stanu naprężeń. Należy konsultować się z odpowied-nim nadzorem spawalniczym odnośnie praktycznych możliwości wykonania. W tabeli 2 przedstawiono klasy jakości. f. klasy badania spoin Do każdej klasy jakości spoiny przypisana jest klasa badania spoiny celem łatwej identyfikacji rodza-ju i wymaganego minimalnego poziomu badań danej spoiny. Zgodnie z normą [7] rozróżniamy następujące klasy badania spoiny: CT 1, CT 2, CT 3, CT 4.

Ponadto w normie [6] podano wytyczne dla doboru materiałów podstawowych i materiałów dodatkowych do spawania – materiał podstawowy musi spełniać wymagania określonych wg CEN ISO/TR 15608 grup materiałowych oraz posiadać odpowiednią wrażliwość na spajanie.

Kolejnym, ważnym zagadnieniem zawartym w normie [6] są wytyczne dla projektowania złączy spawanych. Przy projektowaniu należy m.in: • unikać połączeń spawanych o ostrych narożach i

nagłych zmianach przekroju – linie przebiegu sił powinny być niezakłócone

• unikać usytuowania spoin w obszarze o wysokich naprężeniach

• dla uzyskania rozstrzygnięcia w fazie projektowa-nia może być konieczne wykazanie obliczeniowej grubości spoiny przez wykonanie prób roboczych

• zabezpieczyć połączenie spawane przed korozją np. przez zastosowanie spawu z pełnym przeto-pem. Jeśli nie jest możliwe uzyskanie takiego typu połączenia lub tez stosowane są spoiny przerywane należy wówczas zastosować inny typ ochrony przed korozją

• tak konstruować zespoły aby zapewniony był do-stęp do spawania i przeprowadzania kontroli

• unikać koncentracji spoin i w miejscach w których występują rozważyć stosowanie elementów kutych lub odlewanych

• unikać połączeń mieszanych w których występują złącza spawane i np. śrubowe lub nitowane. W kolejnym punkcie normy [6] zawarto przepisy

dotyczące wytwarzania konstrukcji spawanych odno-szące się do:

a. konstrukcji belek skrzynkowych – wymagania w zakresie stosowania typów spoin w zależności od obciążenia konstrukcji

b. spoin czołowych w elementach konstrukcyjnych o różnej grubości - wymagania wymiarowe w za-kresie spawania elementów o różnej grubości

c. spoin otworowych i spoin w otworach podłuż-nych - wymagania wymiarowe w zakresie wyko-nywania spoin otworowych i spawania w otworach podłużnych

d. odległości między spoinami – wymagania wymia-rowe odnośnie minimalnych odległości między ko-lejnymi spoinami

e. krzyżowania się spoin czołowych i pachwino-wych

f. wykroi otwartych – wymagania w zakresie sto-sowania otworów w elementach spawanych

g. zakończenia wsporników i usztywnień – wyma-gania wymiarowe w zakresie projektowania wsporników w obszarach łączenia z pozostałymi elementami

h. kształtu wsporników – wymagania wymiarowe w zakresie kształtu elementów poddawanych obcią-żeniom dynamicznym

i. wymagań do stosowania spoin pachwinowych oraz spoin czołowych

j. złącz spawanych utwierdzonych k. połączeń mieszanych – wymagania w zakresie

stosowania połączeń mieszanych np. spawanie i skręcanie

l. korozji połączeń spawanych m. przejścia spoiny w materiał podstawowy – wy-

maganie w zakresie obróbki mechanicznej popra-wiającej parametry wytrzymałościowe spoin

n. zmniejszenia naprężeń własnych – opis operacji technologicznych poprawiających własności złącz spawanych Ponadto w normie [6] przedstawiono wymagania

w zakresie przygotowania brzegów do spawania oraz wymagania w zakresie prawidłowego znakowania spoin. Zgodnie z [6] na rysunkach powinny znajdo-wać się następujące informacje: • klasa jakości spoiny - jeśli jeden rysunek posiada

różne klasy jakości spoin muszą być one podane obok spoiny

52


• poziomy certyfikacji od CL 1 do CL 3 muszą być podane dla każdego elementu konstrukcyjnego na rysunku lub w wykazie częśc

• rodzaj, grubość i długość spoiny • materiały dodatkowe do spawania – przy czym te

informacje mogą być zawarte w wykazach części lub innych dokumentach.

2.1.2 EN 15085-4 [7]

W części 4 serii norm EN 15085 zawarto informacje odnośnie spawalniczego przygotowania produkcji, wymagań dotyczących spawania oraz spawalniczej naprawy pojazdów szynowych. W zakres spawalniczego przygotowania produkcji

wchodzą następujące czynności: a) opracowanie spawalniczej dokumentacji b) wykonywanie prób roboczych – celem wykony-

wania prób roboczych jest m.in. sprawdzenie i za-pewnienie, że konstrukcja spełnia wymagania wy-specyfikowane w normie [6]; sprawdzenie procesu spawania; wykazanie kwalifikacji personelu spawalniczego; wykazanie jakości spoin Ponadto w normie [7] zawarto wymagania tech-niczne w zakresie spawania pojazdów szynowych i ich elementów konstrukcyjnych odnoszące się do:

a) przygotowania brzegów do spawania – przygo-towanie brzegów należy wykonać zgodnie z wy-maganiami zawartymi w dokumentacji konstruk-cyjnej oraz normie [6]

b) spawania – określono m.in. wymagania w zakresie spawania warstwowego spoin, kolejności układa-nia ściegów, stosowania przyrządów spawalni-czych, zapewnienia odpowiedniego środowiska pracy itd.

c) jakości spoin – do najważniejszych wymagań zawartych w tym punkcie należą:

- w przypadku usuwania karbów za pomocą dodatko-wej obróbki (np. karby po szlifowaniu, rowki) gru-bość ścianki pozostającej nie może zmniejszyć się poniżej 95% nominalnej grubości ścianki

- jeśli ze względów konstrukcyjnych w dokumentacji konstrukcyjnej przewidziana jest obróbka lub szli-fowanie nadlewu lica spoiny to po wykonaniu tej obróbki podtopienia, kratery lub inne zewnętrzne niezgodności spawalnicze mogą pozostać wtedy, jeśli mieszczą się w granicach wymagań jakości

- jeśli w dokumentacji konstrukcyjnej przewidzia-ne jest oszlifowanie spoin ze względów wytrzy-małościowych to spoina powinna być oszlifowa-na bez karbów w kierunku działania obciążenia

- do naprawy spoin powinny być stosowane tylko technologie kwalifikowane i odpowiednie dla kla-sy jakości spoiny

- zabrania się zaspawywania pęknięć. Ponadto w normie przedstawiono specyfikę spa-walniczej naprawy pojazdów szynowych. Zgodnie z

powyższym naprawa spawalnicza obejmuje prace spawalnicze wykonywane w ramach remontów, a nie modernizacji lub przebudowy. Podczas opracowywa-nia dokumentacji konstrukcyjnej naprawy spawal-niczej określić należy badania i dokumentację zgodnie z [6]. W przypadku naprawy pojedynczych wad, spoiny klasy CP C1 i CP B muszą być poddane badaniom w 100%. Dla wszystkich spoin wyma-gane jest 100% badań wizualnych. Ponadto wszystkie badania nieniszczące należy dokumen-tować.

2.1.2 EN 15085-5 [8] Ta część serii norm EN 15085: • definiuje kontrolę i badania jakim mają być pod-

dane spoiny • określa przeprowadzenie badań niszczących i nie-

niszczących • definiuje dokumentowanie wymagane do wykona-

nia i deklaracji zgodności wyrobu. Do najważniejszych ustaleń i wymagań zawartych w niniejszej normie należy zaliczyć:

• wymagania w zakresie przeprowadzania kontroli i badań po spawaniu

• wymagania w zakresie wykonywania planu badań – dla każdego spawanego zespołu lub podzespołu zgodnie z planem badań w każdej chwili musi być widoczny aktualny status badań, które wymagane są dla spełnienia wymagań jakości zgodnie z [6]

• przeprowadzanie działań korygujących w przypad-ku wykrycia niezgodności spawalniczych

• wymagania w zakresie wykonywania prac spa-walniczych na zasadzie podwykonawstwa.

2.2. Wymagania zawarte w dokumentacji kon-strukcyjnej

Projektując element konstrukcyjny pojazdu szy-

nowego konstruktor ustala szereg wymagań odnoszą-cych się do elementów spawanych i obejmujących zagadnienia wykonawstwa samych części jak i uwag odnośnie technologii wykonania.

Wymagania zawarte są na rysunkach konstruk-cyjnych oraz w dokumentach przywołanych m.in. w Warunkach Technicznych Wykonania i Odbioru (WTWiO). W WTWiO umieszczono zagadnienia odnoszące się do: • wymagań dotyczących zakładu spawalniczego -

zakład spawalniczy musi dysponować odpowied-nim wyposażeniem technicznym wg EN ISO 3834 oraz powinien posiadać poziom certyfikacji wg [5]

• przygotowania części do spawania - części prze-znaczone do spawania powinny być uprzednio wy-prostowane, dopasowane z uwzględnieniem skur-czu spawalniczego.

53


• prac spawalniczych - technologia spawania, przyjęta przez wytwórcę, powinna zapewnić uzyskanie wymaganej w dokumentacji jakości złącz spawanych oraz dotrzymania tolerancji wymiarowych

• wykonywania i naprawy złącz spawanych • kontroli jakości prac spawalniczych - kontrolę

jakości prac spawalniczych należy prowadzić w czasie całego procesu spawalniczego tj. podczas przygotowania do spawania, w trak-cie spawania oraz po zakończeniu spawania

• kontroli podczas przygotowania do spawania oraz podczas samego procesu spawania

• kontroli po spawaniu - po zakończeniu spa-wania należy przeprowadzić badanie wizualne wszystkich połączeń spawanych. Dla szcze-gólnie ważnych złączy spawanych należy przeprowadzić dodatkowe badania NDT w ustalonym zakresie. W przypadku stwierdze-nia wykonania nieprawidłowości wykonania spoin lub wykrycia niezgodności z dokumen-tacją należy usunąć wszystkie dostrzeżone usterki pod nadzorem Działu Kontroli Jakości producenta.

W wielu przypadkach konstruktor dodatkowo umieszcza wymagania konstrukcyjne odnośnie kształ-tu, badań czy też jakości wykonania spoin na rysun-kach. Poniżej podano przykłady takich wymagań.

Rys. 1 Przykład wymagań określonych w dokumentacji konstrukcyjnej

Oznakowanie przedstawione na rys.1 dotyczy wymagań odnośnie kształtu, klasy jakości oraz obrób-ki spoin używanych do łączenia elementów konstruk-cyjnych ustroju nośnego pojazdu szynowego. Dla spoin pachwinowych wymagane jest wykonanie ich albo z wklęsłym licem albo z łagodnym przejściem w materiał rodzimy. W przypadku spoin czołowych konstruktor wymaga wykonania ich w odpowiedniej klasie jakości wykonania. Ponadto dla spoin czoło-wych przewidziano obróbkę mechaniczną celem po-prawienia własności wytrzymałościowych złącza.

Rys. 2 Przykład wymagań określonych w dokumentacji konstrukcyjnej

Na rys 2 przedstawiono kolejny przykład wymagań określonych w dokumentacji konstrukcyjnej. Zgodnie z tym konstruktor określił klasę jakości spoin zgodnie z normą [6] oraz wymagane badania uwzględniające dany typ spoiny. Ponadto zastosowano również ko-nieczność wykonania spoin z wklęsłym licem. Prze-widziano również obróbkę mechaniczną po spawaniu elementu. 3. WŁAŚCIWOŚC EKSPLOATACYJNE PO-

ŁĄCZEŃ SPAWANYCH 3.1. Wytrzymałość statyczna połączeń spawanych

Konstrukcja złącza decyduje o wytrzymałości po-łączenia, jego masie, odkształceniach spawalniczych, technologiczności, pracochłonności i kosztach wyko-nania oraz możliwości i metodach kontroli jakości [3].

W pojazdach szynowych najczęściej występują po-łączenia doczołowe oraz kątowe.

Spoiny czołowe bez wad poddane obciążeniu sta-tycznemu mają wytrzymałość nie mniejszą niż wy-trzymałość materiału podstawowego. Wynika to z ogólnie przyjętych zasad doboru materiałów dodat-kowych (spoiw). Dobierając np., materiały dodatkowe do spawania stali konstrukcyjnych należy w pierw-szej kolejności brać pod uwagę granicę plastyczności materiału spawanego i spoiwa. Wartość granicy pla-styczności spoiwa z założenia nie powinna być mniej-sza od granicy plastyczności materiału spawanego. Wyższa wartość granicy plastyczności jest konieczna wówczas, gdy spoina przenosi bezpośrednio takie samo obciążenie, jakie działa na łączone elementy tworzące złącze. Pewien nadmiar wytrzymałości jest zabezpieczeniem przed lokalnym odkształceniem plastycznym spoiny na skutek sumowania naprężeń własnych spawalniczych i eksploatacyjnych i na wy-padek występowania wad w spoinie, zmniejszających jej wymiar. Pęknięcie na skutek obciążenia statyczne-go jest poprzedzone znacznym odkształceniem pla-stycznym i zachodzi przeważnie poza spoiną, zwykle w materiale rodzimym [3].

54


3.2. Wytrzymałość zmęczeniowa

Zjawisko zmęczenia polega na postępującym nisz-czeniu materiału przez powstanie i rozwój pęknięć pod wpływem wielokrotnych, okresowo zmiennych, naprężeń wywołanych obciążeniami mechanicznymi lub cieplnymi [3]. Pękanie zmęczeniowe rozwija się przy napręże-niach mniejszych niż granica plastyczności materiału i bez zauważalnych odkształceń plastycznych. Niebez-piecznymi miejscami są zawsze różnego rodzaju kar-by geometryczne spiętrzające naprężenia. Złącza spa-wane ze względu na niedoskonałość ich geometrii i procesu spawania zawierają niezgodności (przykleje-nia, podtopienia, braki przetopu, nadmiernie wysoki nadlew, żużle) będące źródłem takiego spiętrzenia naprężeń. Poddane obciążeniom zmiennym pękają zwykle w przejściu lica spoiny do materiału rodzime-go. Powiązanie między karbem a powstawaniem i propagacją pękania jest zasadniczą kwestią zjawiska zmęczenia. Drugorzędną jest struktura metalu złącza zmieniona w trakcie procesu cieplnego spawania. Należy podkreślić negatywną rolę spawalniczych naprężeń rozciągających, które zdecydowanie obniża-ją wytrzymałość zmęczeniową złączy spawanych. Tak więc złącze spawane należy uważać za newralgiczny pod względem zmęczeniowym element konstrukcji [3]. Wytrzymałość zmęczeniową złączy spawanych można zwiększyć, łagodząc karb geometryczny i/lub wprowadzając w obszar karbu naprężenia ściskające. Złagodzenie karbu można osiągnąć poprzez poprawne projektowanie i wykonywanie złączy spawanych, szlifowanie, śrutowanie, młotkowanie lub przetapianie lica spoin, szczególnie przejścia od spoiny do materia-łu spawanego. W technikach związanych z wprowa-dzeniem lub zmianą naprężeń wykorzystuje się miej-scowe nagrzewanie i ściskanie w okolicy karbu oraz przeciążania konstrukcji [3].

3.3. Przykłady uszkodzenia spoin Jak wcześniej wspomniano technologia wykonania elementu spawanego musi być zgodna z dokumenta-cją konstrukcyjną, WTWiO oraz przywołanymi nor-mami w zakresie: • wykonania i obróbki spoin • przygotowania brzegów do spawania • zachowania tolerancji wymiarowych.

W niniejszym punkcie przedstawiono przykłady uszkodzeń połączeń spawanych wynikające z niesto-sowania wymagań określonych w odpowiednich nor-mach, przepisach, dokumentach odnoszących się do danego wyrobu.

Na rys. 4 i 5 przedstawiono przykłady nieciągłości spoin powstałych w elemencie poddawanym bada-niom zmęczeniowym.

Rys. 4 Przykłady nieciągłość spoin (fot. A.Golonka)

Rys. 5 Przykłady nieciągłość spoin (fot. A.Golonka)

Na rysunku 4 pokazano uszkodzenie spoiny wyni-kające z błędnie przeprowadzonej obróbki mecha-nicznej po spawaniu. Zgodnie z wymaganiami zawar-tymi w serii norm EN 15085 oraz w dokumentacji technicznej: • ślady szlifowania powinny mieć kierunek wzdłuż

krawędzi blachy • nie powinny występować zacięcia i wgłębienia po

tarczy szlifierskiej • powierzchnie cięcia należy wykonać bez karbów i

pęknięć • w przypadku zastosowania płytek wybiegowych

należy je usunąć mechanicznie lub za pomocą cię-cia tlenem lub plazmą. Powierzchnię cięcia należy oszlifować w kierunku wzdłużnym. Rysunek 5 przedstawia przykład pęknięcia zmę-

czeniowego w którym prawdopodobną przyczyną uszkodzenia był nieodpowiedni kształt spoiny (zbyt wypukłe lico) i nieodpowiednia geometria przy przej-ściu do materiału rodzimego.

Określenie hierarchii oddziaływania parametrów geometrycznych jest trudne do wykonania. Jednakże na podstawie badań przeprowadzonych na połączeniu doczołowym jednostronnym (rys. 6), przy użyciu analizy wykorzystującej liniowo – sprężystą mechani-kę pękania i metodę elementów skończonych określo-no kolejność – ważność parametrów geometrycznych [1].

Zgodnie z powyższym mamy (w kolejności od najbardziej istotnych) [1]: • kąt θ nachylenia lica spoiny względem materiału

rodzimego (MR) • promień ρ przejścia lica spoiny do MR • grubość t łączonych elementów • grubość r’ niezgodności spawalniczej typu podto-

pienie • kąty φ ukosowania rowka spawalniczego.

55


Rys. 6 Model jednostronnego połączenia doczołowego zastosowany w badaniach [1]

Oprócz powyższych czynników wpływających na zmianę parametrów wytrzymałości zmęczeniowej złącza spawanego istnieją jeszcze dwa: naprężenia powstające po spawaniu oraz niezgodności spawalni-cze. Oddziaływanie naprężeń spawalniczych na wła-ściwości konstrukcji wskazuje, że w wielu przypad-kach usunięcie jest korzystne, a często konieczne. Powstałe w czasie spawania zmiany właściwości ma-teriału w SWC można częściowo lub całkowicie usu-nąć za pomocą odprężania. Przy podejmowaniu decy-zji o odprężaniu powinno się wziąć pod uwagę nastę-pujące czynniki [3]: • stopień ważności konstrukcji pod względem za-

grożenia w przypadku awarii • możliwość powstania pęknięć kruchych, zmęcze-

niowych lub korozji wyrobu z naprężeniami • konieczność uzyskania wymaganej dokładności

geometrii podczas obróbki mechanicznej lub za-chowania jej w czasie eksploatacji konstrukcji

• możliwość zmian fizycznych i mechanicznych metalu na skutek odprężania cieplnego

• względy ekonomiczne i organizacyjne. Najbardziej efektywną metodą odprężania jest wy-

żarzanie odprężające w piecach, które umożliwia sto-sunkowo precyzyjne przeprowadzenie procesu z gra-dientem temperatury i zapewnieniem niskiego gra-dientu temperatury na grubości elementu. Ogranicze-niem są na ogół wymiary pieca i dlatego wielkie kon-strukcje, np. rurociągi, zbiorniki wyżarzane są miej-scowo.

Parametrami odprężania cieplnego są [3]: • temperatura pieca • prędkość podnoszenia temperatury wyrobu w cza-

sie nagrzewania • temperatura i czas wyżarzania • szybkość chłodzenia • temperatura wyrobu wyjmowanego z pieca.

Typowy cykl wyżarzania odprężającego przedsta-wiono na rys. 7.

Rys. 7 Typowy prosty cykl wyżarzania odprężającego [3] Tp – temperatura początkowa pieca,

Tw – temperatura pieca w chwili wyjęcia wyrobu

Kolejnym sposobem usunięcia naprężeń spawalni-czych powstałych w złączu po spawaniu jest zabieg odprężania wibracyjnego.

Zabieg ten pozwala na uzyskanie stabilizacji wy-miarowej badanego elementu oraz wpływa na pod-wyższenie trwałości eksploatacyjnej. Naprężenia resztkowe w spawanych elementach pojazdów szy-nowych są nieodłącznie związane z przemianami fa-zowymi w procesach spawania. Występują także przy obróbce mechanicznej. Ich występowanie wpływa negatywnie na stabilność wymiarową konstrukcji, powodując w długim czasie jej odkształcenia (od-kształcenia zwłoczne) a także zwiększając podatność na pękanie i korozję naprężeniową. Miejsca koncen-tracji tych naprężeń stanowią karby zmniejszające wytrzymałość zmęczeniową [2].

Dlatego też istotą odprężania wibracyjnego jest doprowadzenie obrabianego elementu do odkształceń dynamicznych. Stosuje się w tym celu zabieg zwany odprężaniem wibracyjnym rezonansowym, polegający na doprowadzaniu elementu do drgań rezonansowych, a więc takich, w których częstotliwość wibratora zgodna jest z częstotliwością drgań własnych elemen-tu [2].

4. TECHNIKI SPAWANIA METALI [9] 4.1. Spawanie MIG/MAG

W procesie spawania MIG/MAG (rys. 8) stapiają-ca się metalowa elektroda stanowi zarazem dodatek spawalniczy i nośnik łuku spawalniczego. Za pośred-nictwem dwóch lub czterech rolek napędowych drut spawalniczy jest dostarczany w sposób ciągły do pal-nika spawalniczego, gdzie w tzw. końcówce prądowej następuje przejście prądu. Wolny wylot drutu jest otoczony współśrodkowo przez dyszę gazową. Wy-pływający gaz ochronny zapobiega reakcji chemicznej gorącej powierzchni elementu z powietrzem z otocze-nia. Umożliwia to zachowanie wytrzymałości i cią-gliwości stopiwa. Jako gaz ochronny stosowane są zarówno gazy obojętne, jak również aktywne. Oprócz właściwości łuku spawalniczego oraz wydajności stapiania, gaz ochronny ma również wpływ na przej-ście materiału oraz kształt spoiny. Jako gazy obojętne stosowane są przede wszystkim gazy szlachetne, jak argon i hel, oraz ich mieszanki. Z pewnymi ograni-czeniami jako

56


gaz aktywny do spawania stali niestopowych lub niskostopowych nadaje się nawet sam dwutlenek węgla. Jako alternatywę dla gazów ochronnych sto-suje się druty rdzeniowe z otuliną, która w łuku spa-walniczym paruje, wytwarzając w ten sposób również atmosferę gazu ochronnego.

Rys. 8 Spawanie metodą MIG/MAG [9]

Źródło prądu spawalniczego działa z prądem sta-łym, przy czym potencjał drutu spawalniczego to bie-gun dodatni. Typowe, przełączane skokowo źródła prądu spawalniczego wyposażone są w transformator o ilości przełączanych stopni wystarczającej do uzy-skania żądanego prądu spawalniczego. Za transforma-torem podłączony jest prostownik, który z prądu przemiennego wytwarza wyprostowany prąd spawal-niczy. Regulowana cewka dławikowa wygładza nie-pożądane wierzchołki natężenia prądu i redukuje w ten sposób skłonność do powstawania rozprysków podczas spawania.

4.2. Spawanie TIG

Głównym elementem palnika TIG (rys. 9) jest nie-topliwa, odporna na temperaturę elektroda wolframo-wa. Wytwarzany przy jej udziale łuk spawalniczy rozgrzewa i upłynnia materiał. Drut spawalniczy jest doprowadzany w razie potrzeby ręcznie lub za pomo-cą podajnika. W wielu przypadkach niewielka szcze-lina spawana nie wymaga w ogóle zastosowania mate-riału dodatkowego. Zajarzenie łuku spawalniczego odbywa się zwykle bez zetknięcia elektrody wolfra-mowej z elementem. Służy do tego źródło wysokiego napięcia, włączane przejściowo na czas zajarzenia. Spawanie przebiega w przypadku większej części metali z zastosowaniem prądu stałego. Jedynie alumi-nium spawane jest przy użyciu prądu przemiennego. Elektrodę wolframową otacza dysza doprowadzająca gaz ochronny. Wypływający strumień gazu chroni rozgrzany materiał przed reakcjami chemicznymi z otaczającym powietrzem i zapewnia w ten sposób oczekiwaną wytrzymałość i ciągliwość stopiwa. Jako gazy ochronne stosowane są gazy szlachetne: argon, hel oraz ich mieszanki. Wszystkie te gazy są obojętne. Najczęściej stosowanym w spawaniu TIG gazem ochronnym jest argon. Hel z kolei umożliwia bardzo szerokie i głębokie wtopienie, dzięki swemu prze-wodnictwu cieplnemu, wyższemu dziewięciokrotnie, niż przewodnictwo argonu. Ponadto do spawania stali

austenitycznych stosowany jest również wodór, przy czym jego ilość to 2% do 5%, zaś resztę mieszaniny stanowi argon. Przewodnictwo cieplne wodoru jest nawet jedenastokrotnie wyższe, niż argonu, dzięki czemu można osiągnąć bardzo głębokie wtopienie i nadzwyczaj efektywne odgazowanie.

Rys. 9 Spawanie metodą TIG [9]

Niezależnie od długości łuku spawalniczego, ide-alne źródło prądu spawalniczego TIG wytwarza pra-wie stały prąd wyjściowy. Ponadto niezbędna jest płynna regulacja prądu dla wszystkich grubości blach, w związku z czym typowe, tyrystorowe źródła prądu spawalniczego, wyposażone są w prostownik, podłą-czony za transformatorem spawalniczym.

4.3. Spawanie Time i TimeTwin

W przeciwieństwie do typowego spawania MIG/MAG, proces TIME (rys. 10) charakteryzuje dłuższy wolny wylot drutu w palniku spawalniczym, jak również wyższą prędkość drutu oraz modyfikowa-ne gazy ochronne.

Rys. 10 Spawanie metodą Time i TimeTwin [9]

Metoda TIME o wysokiej wydajności nadaje się za-równo do stosowania ręcznego, zmechanizowanego, jak też zautomatyzowanego. O efektywnym zastoso-waniu decyduje w równym stopniu wydajna technolo-gia źródła prądu spawalniczego, jak też elektrody o dobrych własnościach podawania oraz dostosowane do jednostkowych zastosowań gazy ochronne. W najbar-dziej wydajnym wariancie metody TIME stosowane są dwa druty, które stapiają się równocześnie we wspól-nym jeziorku spawalniczym. W przypadku tzw. meto-dy TimeTwin końcówki prądowe specjalnego palnika spawalniczego są od siebie odizolowane, dzięki czemu transfer materiału odbywa się w przypadku każdego drutu elektrodowego z regulacją selektywną. Dzięki temu można osiągnąć prędkość spawania dwu- lub trzykrotnie wyższą w stosunku do spawania MIG/MAG, przy najwyższej możliwej jakości prawie

57


Technologia źródeł prądu spawalniczego jest za-sadniczo taka sama, jak w przypadku zastosowań MIG/MAG, podobnie jak podajnik drutu i palniki spawalnicze. Ręczne palniki spawalnicze TIME są często wyposażone w regulowaną końcówkę prądową do regulacji wolnego wylotu drutu oraz dwuobiegowy system chłodzenia. Cechą szczególną procesu spawa-nia TimeTwin jest oddzielony potencjał spawania, z własnym źródłem prądu spawalniczego dla każdego z obydwu drutów spawalniczych. Jednostka synchroni-zująca w źródłach prądu spawalniczego synchronizuje przejście materiału na obydwu drutach spawalniczych w tym samym czasie. Zarówno przesuw drutu, jak też przebieg prądu spawalniczego odbywa się jednakże indywidualnie dla każdego łuku spawalniczego. Za-wartość helu w gazie ochronnym powoduje głębsze wtopienie i nadaje spoinom wysoką wytrzymałość dynamiczną. Wskaźnikiem dobrych właściwości spa-wania są czyste powierzchnie spoin, równe przejścia spoin, jak też niewielka ilość rozprysków. Nie ma potrzeby wykonywania obróbki dodatkowej.

W przeciwieństwie do spawania TIME z jednym drutem, spawanie TimeTwin ogranicza się, przy za-stosowaniu dwóch drutów elektrodowych, do zasto-sowań zmechanizowanych i zautomatyzowanych. W stosunku do metody z zastosowaniem jednego drutu, metoda dwudrutowa odznacza się lepszą kontrolą jeziorka spawalniczego. Możliwe jest dzięki temu znacznie wyższe oddawanie energii, co wpływa na wzrost prędkości spawania. Zaletę stanowi także prze-sunięcie w czasie aktywności drugiego łuku spawalni-czego, co daje efekt wydłużenia czasu odgazowania, dzięki czemu powstaje znacznie mniej porów.

4.4. Spawanie CMT

Metoda CMT (rys. 11) jest efektem ustawicznego dostosowywania procesu spawania MIG/MAG do potrzeb łączenia stali z aluminium. CMT zapewnia kontrolowane, prawie bezprądowe przejście materiału. Aluminiowy materiał podstawowy topi się razem z aluminiowym spoiwem a ciekły metal pokrywa ocyn-kowany materiał stalowy. W krótkich odstępach czasu drut spawalniczy porusza się w kierunku przeciwnym do kierunku podawania. To precyzyjnie zdefiniowane

cofanie drutu wpływa na kontrolowane odrywanie kropli oraz czyste, bezrozpryskowe przejście materia-łu. Ruch drutu odbywa się z dużą częstotliwością i wymaga reagującego szybko, bezprzekładniowego napędu podawania drutu bezpośrednio przy palniku spawalniczym. Oczywiście główny napęd podajnika drutu nie może sprostać tym wymogom ruchu. Prze-wód podający drut wyposażony został w związku z tym w tzw. bufor drutu, który kompensuje dodatkowy ruch drutu w jedną i w drugą stronę.

Rys. 11 Spawanie metodą CMT [9]

Spawanie CMT odbywa się wyłącznie z zastoso-waniem całkowicie cyfrowych, inwerterowych źródeł prądu spawalniczego. System spawalniczy jest zasad-niczo zgodny sprzętowo z systemem MIG/MAG na najnowszym poziomie technicznym, jednakże z uwzględnieniem kilku specyficznych wymogów. War-to wspomnieć przy tym zwłaszcza o napędzie drutu, charakteryzującym się wysoką dynamiką, umieszczo-nym bezpośrednio przy palniku spawalniczym. Gdy źródło prądu spawalniczego rozpozna zwarcie, rozpo-czyna się ruch powrotny drutu spawalniczego, przy równocześnie zmniejszonym prądzie spawalniczym. Odrywa się dokładnie jedna kropla, bez najmniejszych nawet rozprysków. Następnie drut spawalniczy posu-wa się ponownie do przodu, a cykl rozpoczyna się od nowa. Wysoka częstotliwość i najwyższa precyzja to warunek podstawowy całkowicie kontrolowanego przejścia materiału. Napęd drutu przy palniku spawal-niczym zaprojektowany jest tylko odpowiednio do prędkości, nie jest natomiast przystosowany do du-żych sił ciągnących. Dlatego też podawanie drutu odbywa się za pośrednictwem silniejszego, głównego napędu drutu, charakteryzującego się ze względów konstrukcyjnych większą bezwładnością. Na przewo-dzie podającym drut umieszczony jest bufor. Jest to element kompensujący posuwisto zwrotny ruch drutu wysokiej częstotliwości w stosunku do liniowego podawania drutu.

4.5. Spawanie LaserHybrid

Wysoka prędkość spawania przy dużej głębokości wtopienia i dobrych właściwościach wypełniania szczelin stanowi już sama w sobie wyzwanie w dzie-dzinie spawalnictwa. Jeśli dodatkowo mają być speł-nione najwyższe oczekiwania co do wyniku spawania

całkowitej eliminacji rozprysków. Jako gaz ochronny stosowane są gazy obojętne z domieszką gazu aktywnego. Zazwyczaj jest to mieszanina gazów przeważającą ilością argonu, jak również domieszki helu, dwutlenku węgla i tlenu. W wielu przypadkach hel przyczynia się znacznie do przyspieszenia prędkości spawania. Przyczyną tego jest z jednej strony bardzo gorący łuk spawalniczy TIME, z drugiej natomiast wysokie przewodnictwo cieplne helu, który przyczynia się również do optymalnego związania ścianek spoiny. Optymalna zawartość dwutlenku węgla i tlenu zależy również od zastosowania.

58


oraz szerokiego spektrum spawanych materiałów i grubości blach, niezbędna jest skoncentrowana dawka techniki i wiedzy. Zwłaszcza w przypadku aluminium wymienione wyżej wymogi stanowią dla techniki połączeń wyzwanie, które wymaga najlepszych cech wielu metod spawania równocześnie.

W rzeczywistości powiodło się połączenie zalet całkowicie cyfrowego procesu spawania MIG/MAG z zaletami spawania laserowego w postaci jednej metody. Metodę tę, nazywaną LaserHybrid (rys. 12), cechuje z jednej strony dobre wypełnianie szczelin i proste przygotowywanie spoin metody MIG/MAG, z drugiej zaś posiada ona zalety spawania laserowego, jak np. skoncentrowane odprowadzanie ciepła, dużą głębokość wtopienia i prędkość. Gdy promień lasera trafi na powierzchnię elementu, rozgrzewa odpowiedni obszar do temperatury parowania. W efekcie tego powstaje sięgający głęboko słup pary, z oczekiwanym efektem głębokiego, wąskiego wtopienia. W procesie spawania LaserHybrid zapotrzebowanie na drogą energię lasera ogranicza się prawie wyłącznie do tego tzw. efektu spawania głębokiego, który umożliwia również łączenie grubszych blach. Pozostałe zapotrzebowanie energii pokrywa tani proces MIG/MAG, który wraz z zastosowaniem elektrody topliwej umożliwia lepsze wypełnianie szczelin. Ponieważ oba te procesy częściowe koncentrują swą energię na tej samej strefie procesu, znacznie powiększają głębokość spawania i prędkość w stosunku do metod pojedynczych.

Rys. 12 Spawanie metodą LaserHybrid [9]

Sercem systemu spawalniczego LaserHybrid jest nie-wielka głowica LaserHybrid ze zintegrowanym palni-kiem spawalniczym MIG/MAG oraz zamontowanym układem optycznym lasera. Podłączenie głowicy La-serHybrid do typowego robota przemysłowego odby-wa się za pomocą uchwytu robota. Umożliwia on ela-styczne umieszczenie głowicy LaserHybrid, dzięki czemu dostępne są również fragmenty elementu spa-wanego o utrudnionym dostępie. Drut spawalniczy można ustawić we wszystkich kierunkach w stosunku do promienia lasera, co zapewnia efekt dokładnego dostosowania procesu łączenia do zadań połączeń.

W odniesieniu do długości spoiny, zużycie gazu ochronnego ogranicza się nawet tylko do jednej osiemnastej. Niewielkie zapotrzebowanie ciepła przez metodę MIG/MAG oznacza również, że stapia się znacznie mniej drutu spawalniczego. Przewyższenie spoiny znacznie się zmniejsza i powstaje oczekiwana powierzchnia spoiny o znacznie mniejszym wybrzu-szeniu. Zwłaszcza w przypadku spoin pachwinowych, ze względu na większą głębokość wtopienia, uzyskuje się większą wytrzymałość, niż na przykład podczas spawania laserowego bez dodatkowego procesu MIG/MAG. Alternatywnie można również zmniejszyć dzięki temu objętość spoin. Obydwa efekty, mniejsze przewyższenie spoiny oraz zoptymalizowana głębo-kość wtopienia, mogą przy tym przyczynić się do znacznej redukcji zużycia drutu. 5. ZAKOŃCZENIE

Wymagania stawiane współczesnym konstrukcjom spawanym w pojazdach szynowych są coraz ostrzej-sze. Z jednej strony wymaga się większego bezpie-czeństwa użytkowania i ograniczenia masy kompo-nentów a z drugiej obniżenia kosztów produkcji i wytwarzania oraz zmniejszenia czasu do uzyskania gotowego produktu. Wymusza to stosowanie coraz lepszych materiałów oraz coraz nowszych technologii projektowania i wytwarzania. Na etapie projektowania stosuje się coraz bardziej zaawansowane metody obli-czeniowe pozwalające na odwzorowanie warunków eksploatacyjnych pojazdu i tym samym na optymali-zację konstrukcji pod względem wymiarowym. Do-datkowo współcześnie, jako materiały konstrukcyjne, stosuje się stale o wysokich parametrach wytrzymało-ściowych pozwalające na utrzymanie wysokich współczynników bezpieczeństwa przy zachowaniu odpowiednich parametrów geometrycznych konstruk-cji (coraz mniejsze ryzyko „przewymiarowania” kon-strukcji). Również techniki spawania komponentów coraz częściej pozwalają na uzyskanie konstrukcji stabilnej wymiarowo o wymaganych parametrach mechanicznych (pod względem wytrzymałości zmę-czeniowej) bez konieczności przeprowadzania często skomplikowanych operacji pospawalniczych (jak odprężanie, wyżarzanie itp.)

59


5. LITERATURA [1] Łukasik T., Szubyrt M. Wytrzymałość zmęczeniowa konstrukcji spawanych – metody nowego podejścia.

Seminarium: Zagadnienia wytrzymałości zmęczeniowej konstrukcji spawanych – projektowanie, wykonaw-stwo, badania. Instytut Spawalnictwa w Gliwicach. Grudzień 2007

[2] Sobaś M., Antkowiak T., Kalinowski D. Wózek lokomotywy 111E. Pojazdy szynowe 4/2013 [3] Ferenc K. Spawalnictwo. Wydawnictwo Naukowo Techniczne. Warszawa 2013. [4] EN 15085-1 Kolejnictwo - Spawanie pojazdów szynowych i ich części składowych – Część 1: Postanowienia

ogólne [5] EN 15085-2 Kolejnictwo - Spawanie pojazdów szynowych i ich części składowych -Część 2: Wymagania

jakości i certyfikacja zakładów spawalniczych [6] EN 15085-3 Kolejnictwo - Spawanie pojazdów szynowych i ich części składowych - Część 3: Wymagania

konstrukcyjne [7] EN 15085-4 Kolejnictwo - Spawanie pojazdów szynowych i ich części składowych - Część 4: Wymagania

produkcyjne [8] EN 15085-5 Kolejnictwo - Spawanie pojazdów szynowych i ich części składowych - Część 5:Kontrola, bada-

nia i dokumentacja [9] Strona internetowa: www.fronius.com (dostęp: 19.02.2014)

60

Documents

Wybrane zagadnienia dynamiki oddzia ywania pojazdów … · 2016. 1. 12. · Na rysunku 4 możemy zobaczyć przemieszczenia belki na sprężystym podłożu modelującym szynę lub