UNIVERSITATEA DIN PETROȘANI

CENTRUL DE DOCTORAT ȘI FORMARE PROFESIONALĂ

DOMENIUL DE DOCTORAT: MINE, PETROL ȘI GAZE

RAPORT DE CERCETARE NR. 1

„Cercetări privind creșterea duratei de viață a structurilor portante și elementelor

elastice a vehiculelor feroviare pentru transport produse petroliere”

Coordonator de doctorat

Prof.univ.dr.ing. Radu Sorin-Mihai

Doctorand

ing. Tănăsoiu Bogdan-Florin

Petroșani

2013

Titlul raportului nr. 1 din proiectul de cercetare științifică:

„Stadiul actual în studiul duratei de viață a structurilor portante și

elementelor elastice a vehiculelor feroviare pentru transport produse petroliere”

1. Termeni cheie: durată de viață, structură portantă, solicitare aleatoare,

solicitare la șoc repetat, colectiv de solicitare, curbe de oboseală de tip Wӧller,

caracteristici mecanice în regim dinamic, izolatori de vibrații și șocuri.

2. Cuprinsul raportului:

Cap. 1 Introducere

Cap.2 Vibraţiile ca răspuns al vehiculului feroviar (sistem mecanic) și în

consecință problema „DURATEI DE VIAȚĂ”

Cap.3 Studiu asupra solicitărilor longitudinale de tip șoc și durată de viață la șoc

repetat

Cap.4 Concluzii

4

CUPRINS

1. Introducere 5 1.1. Necesitate și perspective ale transportului feroviar 5 1.2. Vagoane cisternă – Litera de serie Z 8

1.2.1. Încărcarea vagoanelor cisternă 10 1.2.2. Descărcarea vagoanelor cisternă 11 1.2.3. Spălarea vagoanelor cisternă 11 1.2.4. Tipuri de vagoane cisternă 12

2. Vibraţiile ca răspuns al vehiculului feroviar (sistem mecanic). Problema „DURATEI DE VIAȚĂ”

20

2.1. Excitaţiile verticale, orizontal-transversale și longitudinale oferite de calea de rulare (vehiculul feroviar)

20

2.1.1. Modelarea interacţiunii vehicul – cale 20 2.1.2. Studii privind îmbunătăţirea caracteristicilor căii 23

2.2. Soluții de diminuare a excitațiilor generate de calea de rulare 25 2.2.1. Exemple de suprastructură a căii cu îmbunătăţiri ale elasticităţii acesteia 25 2.2.2 Concluzii 31

2.3. Studiu asupra răspunsului sistemului mecanic (vehiculul feroviar) la excitații oferite de calea de rulare

32

2.3.1. Colective de solicitare 32 2.3.2 Teorii de degradare 36 2.3.3 Diagrame de oboseală 42

2.4 Stabilirea duratei de viață 49 3. Studiu asupra solicitărilor longitudinale de tip șoc și durată de viață la șoc repetat

51

3.1. Solicitări asupra vehiculelor de cale ferată provocate de șocul produs la tamponare

51

3.2. Desfășurarea procesului de tamponare. Caracteristici energetice specifice. 55 3.2.1. Definiţii şi notaţii 55 3.2.2. Desfăşurarea procesului de tamponare 59 3.2.3. Caracteristicile energetice ale şocului provocat de tamponare. Factorul 2β. 61

3.3. Forțe și accelerații transmise vehiculelor la tamponare 63 3.3.1. Determinarea forţelor şi acceleraţiilor transmise vehiculelor la tamponare 64 3.3.2. Expresia forţei transmise la tamponare generalizată 69 3.3.3. Determinarea experimentală a parametrilor 2β, KT, P şi a forţei F transmise la tamponare

71

3.4. Comportarea structurilor portante ale vagoanelor cisternă provocată de șocul longitudinal produs la tamponare

77

3.5. Concluzii 82 4. Concluzii 84 BIBLIOGRAFIE 85

5

Capitolul 1. Introducere

1.1. Necesitate și perspective ale transportului feroviar

În martie 2011, Comisia Europeană a adoptat Cartea Albă „Foaie de parcurs pentru un spaţiu european unic al transporturilor”, document strategic care evaluează politica recentă din domeniul transporturilor, analizează schimbările pe termen lung şi identifică obiectivele de îndeplinit în următorii 40 de ani până în 2050, oferind un cadru detaliat pentru acţiunile politice din următorii zece ani.

Dezvoltarea viitoare a transporturilor şi a infrastructurii feroviare joacă un rol proeminent în cadrul strategiei şi plasează politica transporturilor într-o perspectivă amplă: cum să fie susţinută creşterea economică şi crearea de locuri de muncă concomitent cu utilizarea mai eficientă a resurselor – în particular, cum să fie îmbunătăţite transporturile concomitent cu reducerea dependenţei de petrol care vizează atât securitatea energetică cât şi schimbările climatice.

Comunitatea internaţională a convenit la Cancún să limiteze creşterea temperaturii globale la 2°C, ceea ce presupune ca ţările dezvoltate sa-şi reducă emisiile de gaze cu efect de seră cu 80-95% până în 2050, faţă de nivelul emisiilor din 1990. Consiliul European a avizat acest obiectiv. Transporturile europene trebuie sa-şi diminueze emisiile cu cel puţin 60%.

Pentru reducerea emisiile din transporturi cu 60% şi în acelaşi timp ameliorarea mobilităţii, Cartea Albă stabileşte standarde pentru acţiunile politice şi pentru evaluarea progreselor. Acestea includ transferul până în 2030 a 30% din transporturile rutiere de mărfuri pe distanţe lungi (>300km) către alte moduri, în special către transportul feroviar, şi a mai mult de 50% până în 2050. Prin urmare, traficul feroviar de mărfuri aproape se va dubla (+87%) comparativ cu 2005, creând oportunităţi imense dar şi noi provocări pentru sectorul feroviar. Reţeaua feroviară trebuie să fie capabilă să preia un trafic cu 360 de miliarde de tone km mai mare decât cel actual. Devine necesară promovarea soluţiilor de transport multimodal şi a traficului de vagoane izolate, integrarea transporturilor pe căile navigabile interioare în ansamblul sistemului de transport şi crearea suportului pentru eco-inovaţiile din transportul feroviar.

Comisia Europeană urmăreşte să îmbunătăţească transportul intermodal dintre Europa Centrală şi de Sud-Est, întărind poziţia modurilor de transport mai puţin poluante, precum cel feroviar sau pe căile navigabile interioare. Aceasta va reduce suprasolicitarea legăturilor rutiere şi va creşte accesibilitatea unor regiuni.

Exemplele de transfer modal de succes din şapte ţări europene demonstrează că transportul feroviar de mărfuri devine mai atractiv pentru expeditori şi pentru companiile de transport, care îl percep ca pe o alternativă competitivă la transportul rutier atât în termeni de calitate cât şi de eficienţă a costurilor.

Exemplele de bună practică arată modul în care provocările generate de creşterea cererii din transportul feroviar de mărfuri pot fi gestionate într-o manieră economic viabilă, responsabilă faţă de mediul natural, de schimbările climatice şi faţă de cetăţenii Europei. Ele ar trebui să încurajeze alţi expeditori şi alte companii logistice să depăşească barierele pentru o integrare de succes a transportului feroviar în lanţul logistic [3].

Tendințe de susținere a transportului feroviar la nivel european După decenii de declin, transportului feroviar de marfă în Europa trece printr-o etapă

de renaștere.

6

În România se observă, de asemenea, o recuperare a cotei de piață, după scăderea semnificativă din 2009, aceasta în condițiile diminuării activității de transport pentru transportul rutier de mărfuri (a se vedea tabelul 1).

Tabel 1.1

Interesul în continuă creștere pentru transportul feroviar de mărfuri a fost generat mai

ales de tendinţele internaţionale actuale, cum ar fi: • Creşterea distanțelor de transport și a cantităților de bunuri tranzacționate în comerțul internațional continental și intercontinental; • Creşterea utilizării transportului containerizat, beneficiarii și operatorii de transport devenind tot mai interesați de avantajele obținute prin utilizarea transportului intermodal; • Creşterea importanței eficienței energetice în ansamblul activităților economico-sociale și mai ales în sectorul transporturilor;

Calea ferată devine o alternativă atractivă pentru companiile care își fundamentează strategii de dezvoltare durabilă pe o piață tot mai competitivă.

Politicile economice europene au început să obțină și primele rezultate în realizarea unui mediu competitiv corect reglementat pentru diferitele moduri de transport, oferind stimulente pentru utilizarea căilor ferate. Aici merită menţionate câteva exemple: directiva privitoare la introducerea Eurovinietei, cea legată de obligativitatea dotării cu tahograf electronic şi a unui regim de lucru controlat pentru șoferii autovehiculelor rutiere etc.

Pe de altă parte, liberalizarea traficului feroviar în Europa și realizarea unor servicii transfrontaliere de una și aceeaşi companie asigură premise pentru un nivel crescut de performanță în transportul internațional de mărfuri.

Unele state susțin infrastructura feroviară publică, ca și pe cea privată pentru garare și de trafic combinat, iar aici exemplul Germaniei este notabil: prin subvenționarea liniilor ferate de garare și prin alocarea unui total de 15,5 milioane EUR până la sfârşitul anului 2006, s-a produs o creştere anuală a traficului de circa 760 milioane tone-kilometru pe căile ferate.

Se poate afirma însă faptul că în transportul feroviar potenţialul de creştere nu a fost încă pe deplin exploatat, atât în Europa cât mai ales în România. Subiectul tezei de docrotat se atașează și se înscrie viziunilor veridice pe termen mediu și chiar îndepărtat.

Modul de transport

Unități de măsură a activității

2008 2009 2010 2011

Transport feroviar

milioane de tone

67 51 53 61

miliarde de tone km

15 11 12 15

Transport fluvial

milioane de tone

30 25 32 29

miliarde de tone km

9 12 14 11

Transport rutier

milioane de tone

365 294 175 184

miliarde de tone km

56 34 26 26

7

Cele mai importante motive pentru alegerea transportului de mărfuri feroviar în defavoarea celui rutier: - transportul de mărfuri feroviar de mari dimensiuni și pe distanțe apreciabile este mai ieftin decât atunci când este realizat cu vehicule rutiere grele de marfă sau este de aşteptat că va fi în viitorul apropiat, atunci când se vor crea condiții echitabile de concurență modală, - transportul feroviar este mai fiabil decât cel rutier, iar în unele situații, așa cum este cazul transportului intermodal containerizat de linie, transportului feroviar de marfă poate fi chiar și mai rapid decât cel rutier. - transportul feroviar de mărfuri de mari dimensiuni poate reduce povara publică cauzată de întreținerea infrastructurii rutiere, incapabilă să suporte sarcini unitare echivalente, reducând în același timp dependența statelor de importul de combustili petrolieri; - prin reducerea efectelor negative asupra mediului datorate unei decongestionari a traficului rutier de mărfuri, transportul feroviar devine un instrument de util în strategia de dezvoltare durabilă a sectorului.

Petrom este cel mai mare grup petrolier din Europa de Sud - Est, cu activităţi în sectoarele Explorare şi Producţie, Gaze şi Energie, Rafinare şi Marketing. Grupul şi-a consolidat poziţia pe piaţa petrolieră din Europa de Sud-Est în urma unui amplu proces de modernizare şi eficientizare, pentru a cărui implementare au fost realizate investiţii de peste 7,7 miliarde de euro în ultimii şapte ani.

Grupul exploatează în România şi Kazahstan rezerve dovedite de petrol şi gaze estimate la 812 milioane de barili echivalent petrol (în România 786 milioane barili echivalent petrol) şi are o capacitate nominală anuală de rafinare de 4,5 milioane tone la sfârșitul anului 2011.

Pe piaţa distribuţiei de produse petroliere, Petrom este prezent pe pieţele din România, Republica Moldova, Bulgaria şi Serbia, prin intermediul unei reţele de circa 800 staţii, operate sub două branduri, Petrom și OMV.

Marfa transportată: produse petroliere Cantitatea de marfă transferată 3,7 milioane tone, anual Societatea OMV Petrom S.A. Motivaţia pentru transferul modal: reducerea cheltuielilor de transport, siguranţă

sporită, fiabilitatea transportului, protecţia mediului înconjurător Data transferului modal 2006 Ruta Petrobrazi (România) - Burghausen (Germania) Lungimea rutei cca. 1350 km Compania de transport SNCFR „CFR Marfă“ S.A

SC DG PETROL SRL a devenit unul dintre cei mai importanţi furnizori de produse

petroliere şi servicii conexe. În timpul trecut de la înfiinţare, compania a dobândit o solidă reputaţie pe piaţa românească, oferind spre distribuţie carburanţi, în special motorină, cât şi servicii de distribuţie, livrare, agenturare nave.

Pornind de la operaţiuni de import pentru propria activitate de distribuţie, DG PETROL a ajuns să se extindă sigur, de la un an la altul, atât în interiorul ţării, cât şi în străinătate.

DG PETROL este o companie specializată în distribuţie de produse petroliere, transport maritim, fluvial, pe Dunăre, transport rutier şi pe calea ferată, operaţiuni de depozitare, servicii de agenturare nave şi livrare staţii de incintă, respectând normele Uniunii Europene.

8

Societatea livrează produse petroliere atât în porturi romaneşti ca Turnu Severin şi Giurgiu, cât şi în afara graniţelor, în Bulgaria la Ruse, în Serbia la Belgrad, Novi Sad în Croaţia şi Ungaria.

Marfa transportată: produse petroliere Cantitatea de marfă transferată 20000 tone, cca. 990 camioane 36-38 vagoane

cisterna/tren, 1 tren/lună Societatea DG Petrol Motivaţia pentru transferul modal: reducerea cheltuielilor de transport, creşterea

competitivităţii, siguranţa mai bună a transportului, securizarea poziţiei de distribuitor pe termen lung, durata dus-întors mai redusă, creşterea volumului producţiei, fiabilitatea transportului, congestia pe şosele, creşterea costului transportului rutier, protecţia mediului [3].

Data transferului modal 2007 Ruta Terminal Oil Constanţa - Depozit petrolier Prejmer Lungimea rutei cca. 450km Compania de transport S.C. Grup Feroviar Român S.A., SNCFR „CFR Marfă“ S.A

Principalele etape ale lanţului logistic sunt: ▶ descărcarea produsului din nave petroliere/ încărcarea în depozitele DG Petrol din

Oil Terminal; ▶ stocarea motorinei; ▶ încărcarea în vagoane cisternă (1400 t/tren); ▶ transportul pe calea ferată din Terminalul Oil Constanţa la Prejmer-Braşov; ▶ descărcarea vagoanelor cisternă/ încărcarea în tancurile de depozitare; ▶ distribuţia rutieră zonală.

1.2. Vagoane cisternă - Litera de serie Z Vagoane cisternă cu rezervor metalic, pentru transportul produselor lichide sau gazoase Vagoane de referinţă:

- cu 2 osii: - cu sarcina de încărcare: ;t30/t25 ≤≥ - cu 3 osii: - cu sarcina de încărcare: ;t40/t25 ≤≥ - cu 4 osii: - cu sarcina de încărcare: ;t60/t50 ≤≥

- cu 6 sau mai multe osii: - cu sarcina de încărcare: .t75/t60 ≤≥ Semnificaţiile literelor indice: a pe 4 osii; aa pe 6 sau mai multe osii; c cu descărcare sub presiune; e echipat cu dispozitive de încălzire; f apt pentru traficul cu Marea Britanie pe ferrzboat şi prin tunel; ff apt pentru traficul cu Marea Britanie numai prin tunel;

fff apt pentru traficul cu Marea Britanie numai pe ferryboat; g pentru transportul de gaze comprimate, lichefiate sau dizolvate sub presiune;

9

i cisterne din material nemetalic; j cu dispozitiv amortizor de şoc; k pe 2 sau 3 osii: - cu sarcina de încărcare: ;t20< pe 4 osii: - cu sarcina de încărcare: ;t40<

pe 6 sau mai multe osii: - cu sarcina de încărcare: ;t50< kk pe 2 sau 3 osii: - cu sarcina de încărcare: ;t25/t20 <≥

pe 4 osii: - cu sarcina de încărcare: ;t50/t40 <≥ pe 6 sau mai multe osii: - cu sarcina de încărcare: ;t60/t50 <≥ n pe 2 osii: - cu limita de încărcare: ;t30> pe 3 osii: - cu limita de încărcare: ;t40>

pe 4 osii: - cu limita de încărcare: ;t60> pe 6 sau mai multe osii: - cu limita de încărcare: .t75>

Vagoanele cisternă sunt destinate transportului produselor petroliere albe şi negre, acid sulfuric, bitum, ulei de floarea soarelui, alcool etilic etc. Şasiul vagoanelor este executat cu longeroane laterale, traverse frontale, traverse intermediare şi diagonale sau cu grindă centrală, traverse frontale etc. Unele tipuri de vagoane au şasiul cu consolele egale, iar alte tipuri au şasiul cu consolele inegale.

De menţionat că în prezent fişa UIC 573 prevede că la vagoanele cisternă nou construite şasiul să fie numai cu consolele egale, având lungimea de 1.900 mm.

La toate tipurile de vagoane, recipientul este de tipul cilindric orizontal, la care fundurile sunt sferice racordate, elipsoidale, semisferice etc.

Recipientele sunt executate prin sudare, în baza unor tehnologii de sudare şi verificare specifice.

Fixarea corpului recipientului pe şasiu se face prin intermediul unor suporţi sudaţi pe şasiu.

Pentru a permite dilatarea recipientului faţă de şasiu, montarea la unul din capete se face cu şuruburi în găuri ovale prevăzute cu bucşe.

Există şi varianta fixării recipientului de suporţi prin sudură. La vagoanele pentru transportul produselor petroliere, recipientul are la partea

superioară un dom cu rol de umplere sau vizitare, pe care este montat un capac de închidere şi o garnitură rezistentă la produse petroliere.

Pentru vizitare, în interior, unele recipiente sunt prevăzute cu o scară de acces. La vagoanele pentru transport acid sulfuric, domul este prevăzut cu racordurile pentru

umplere, golire şi aerisire, descărcarea făcându-se prin absorbţie. Vagoanele cisternă sunt dotate cu pasarelă de trecere la unul din capete. Pe aceste

platforme este montată frâna cu şurub. Pentru transportul produselor petroliere vagoanele sunt executate în două variante:

– pentru produse albe, fără serpentină de încălzire; – pentru produse negre şi motorină, cu serpentină de încălzire.

Serpentina de încălzire, formată dintr-un sistem de ţevi care asigură o suprafaţă de înălzire de cca 40 mp, este necesară pentru încălzirea produselor cu grad de vâscozitate ridicat, pentru a permite golirea rapidă a vagoanelor cisternă în anotimpurile reci.

În acest scop racordul superior al serpentinei interioare se cuplează la conducta de abur a staţiei de descărcare.

Vagoanele cu presiunea de lucru a recipienţilor mai mare de 0.7 bar sunt sub incidenţa

10

prescripţiilor tehnice ISCIR C4-90, iar vagoanele cu recipientele ce au presiunea maxim admisibilă de lucru mai mică de 0.7 bar (sunt dotate cu supape de suprapresiune reglate la 0.7 bar) nu sunt supuse prescripţiilor tehnice ISCIR C4-90.

Fiecare recipient este prevăzut cu o placă de timbru, care conţine date privind denumirea fabricantului, anul de fabricaţie, presiunea maxim admisibilă, temperatura maximă şi temperatura minimă de lucru, capacitatea şi numărul de fabricaţie etc.

Deoarece produsele petroliere transportate produc gaze ce măresc presiunea în interiorul cisternei, acestea sunt prevăzute cu o supapă de siguranţă montată la partea cea mai de sus a recipientului pentru prevenirea supapresiunii şi evitarea pericolului ce ar putea rezulta.

Sunt şi vagoane, exemplu vagonul Zaes de 68 şi 73 mc, la care cisterna este ermetic închisă, presiunea maxim admisibilă de lucru de 0.3 MPa şi în acest caz nu este necesar a se monta supapa de siguranţă.

Pentru protejarea rezervoarelor împotriva riscurilor de deformare, urmare unei scăderi accidentale a presiunii interioare, pe acestea sunt montate supape de aspiraţie.

Supapa de aspiraţie se montează şi se sigilează numai după ce cisternele au fost încercate hidraulic şi au corespuns probelor.

La fiecare 6 ani recipientele se calibrează fin prin metoda volumetrică: – recipienţii vagoanelor pe 4 osii, pe înălţimea de 100 cm, începând de la generatoarea

superioară a cisternei, din cm în cm; – recipienţii vagoanelor pe 2 osii, similar, pe o înălţime de 70 cm. Datele privind calibrarea sunt consemnate pe placa de calibrare ce se montează pe

fiecare parte laterală a vagonului.

1.2.1. Încărcarea vagoanelor cisternă

a. pentru transport produse petroliere. Încăcarea vagoanelor se face prin cădere liberă, prin dom, avându-se grijă ca dispozitivul de golire să fie închis, deci ventilul să calce pe scaunul ventilului, robineţii laterali de golire să fie închişi şi capacele montate.

Nivelul încărcării este limitat de volumul util, greutatea specifică a materialului transportat şi gradul de umplere admis.

În scopul verificării gradului de umplere o mare parte din vagoanele cisterne sunt prevăzute cu o riglă gradată în interior lângă gura de acces şi vizibilă pe gura de vizitare.

Cantitatea de marfă încărcată va trebui să îndeplinească condiţia de a nu depăşi limita maximă înscrisă pe placa de timbru a recipientului.

De asemenea, trebuie respectată limita înscrisă pe placa ABC, montată pe vagon, pentru categoria de linie pe care circulă vagonul, respectiv gradul minim de umplere pentru produsul respectiv.

b. pentru transport acid sulfuric. Vagoanele de acid sulfuric transportă acid sulfuric cu o concentraţie minimă de 78%.

Încărcarea vagoanelor se face pe la partea superioară recipientului, prin racordul de încărcare al dispozitivului de încărcare-descărcare, în locuri special amenajate.

Pentru a se indica nivelul de încărcare, constructiv, în interiorul recipientului, a fost montat un racord, în interiorul căruia se află montat un plutitor care avea rolul să indice nivelul minim şi maxim la care se acceptă încărcarea vagonului.

În timp, la majoritatea vagoanelor acest plutitor nu s-a mai montat şi, în acest caz, după încărcare, se face cântărirea vagoanelor pentru a nu se depăşi sarcina pe osie admisă.

După cântărire se verifică închiderea corespunzătoare a racordurilor de umplere şi capacului domei, după care se sigilează în vederea circulaţiei vagoanelor pe calea ferată.

11

1.2.2. Descărcarea vagoanelor cisternă

Pentru descărcare, cisterna vagoanelor pentru transportat produse petroliere este prevăzută cu un sistem de golire compus dintr-un dispozitiv central de golire şi cu robineţi laterali de golire.

Dispozitivul central de golire este montat în interior şi acţionat de la partea superioară a cisternei la unele vagoane, sau de la partea inferioară la altele. La partea inferioară a cisternei, pe racordul de golire sunt montate două ramificaţii prevăzute cu robineţi laterali de golire actionaţi de la sol. Robineţii laterali şi dispozitivul central de golire sunt de tipul cu sertar ascendent, specific vagoanelor cisternă.

Golirea vagoanelor de produse petroliere se face gravitaţional cu capacul de la gura de umplere deschis, rabătut la 180° (dat peste cap).

Nu este admisă descărcarea vagoanelor prin presiune sau depresiune. Pentru evitarea acumulărilor de electricitate statică, înainte de încărcarea, respectiv

descărcarea vagoanelor, acestea sunt legate la prizele de punere la masă. La vagoanele pentru transport acid sulfuric descărcarea vagonului se face prin

sifonare, după racordarea conductei de descărcare a staţiei la racordul de descărcare al vagonului.

La vagoanele pentru transport bitum cald temperatura maximă la încărcare/descărcare a bitumului este de 210° C.

Pentru menţinerea temperaturii recipientul vagonului pentru transport bitum este termoizolat cu un înveliş de vată minerală gros de 150 mm, uniform distribuit pe toată suprafaţa care protejează recipientul la exterior. Izolaţia are şi rolul de a nu permite o temperatură mai mare de 70° C la exteriorul vagonului (prevedere RID).

Stratul de vată minerală este compus din două rânduri de saltele rulate din vată minerală din bazalt fără suport, fixate rezistent pe cisterna vagonului. Materialul izolant a fost ales astfel încât să aibă o temperatură de aprindere mai mare de 270°, el putând să reziste până la o temperatură maximă de 400° C. Peste stratul de vată minerală este prevăzută o învelitoare de tablă zincată de 0.6 mm grosime, montată în şuruburi de scheletul izolaţiei.

Încălzirea bitumului pentru fluidizare în vederea descărcării, se face cu abur de la o instalaţie exterioară.

1.2.3. Spălarea vagoanelor cisternă

Pentru a se putea transporta diferitele produse petrochimice, vagoanele trebuiesc pregătite pentru fiecare produs transportat, prin curăţirea corespunzătoare a cisternei vagonului în staţii de spălare.

Este interzisă folosirea vagoanelor la transportul altor produse fără pregătirea corespunzătoare a vagonului.

Pentru vagoanele utilizate la transportul produselor petroliere, modul de spălare a cisternelor la o staţie de spălare depinde de felul produselor ce s-au transportat şi natura produsului pentru care se pregăteşte cisterna.

Vagoanele cisternă sosite în staţia de spălare se împart în 4 grupe: – grupa I, vagoane în care se vor încărca produse negre de acelaşi fel; – grupa II, vagoane care au servit pentru transportul produselor negre şi urmează să

transporte produse albe; – grupa III, vagoane care transportă produse de mare vâscozitate; – grupa IV, vagoane care urmează să intre în reparaţie. În staţia de spălare vagoanele se aburesc 4 ore pentru scurgerea resturilor vâscoase şi

degazare, se spală cu apă fierbinte şi, eventual, detergenţi, se limpezesc cu apă rece şi se suflă

12

cu aer pentru uscare şi aerisire. La ieşirea din staţia de spălare se controlează cu aparate de măsură existenţa gazelor

explozive la interior şi după verificarea gradului de curăţenie se şablonează pe vagoane produsul care poate fi transportat.

Exemplu A (pentru produse albe), N (pentru produse negre), M (pentru motorine) etc. La vagoanele pentru acid sulfuric, pentru reducerea efectului coroziv al acidului

sulfuric, se introduce în recipient clorura de calciu, pentru neutralizare şi apoi se spală cu apă.

1.2.4. Tipuri de vagoane cisternă Alegerea tipului de vagon cisternă în funcţie de mărfurile transportate:

- produse petroliere albe: Z, Zas; - produse petroliere negre: Zes, Zaes; - ulei de floarea soarelui: Zas; - alcool etilic: Zas; - bitum cald: Zaekks; - acid sulfuric: Zas.

Alegerea tipului de vagon cisternă în funcţie de capacitatea de transport: - pentru produse petroliere: – 30 mc - vagon pe 2 osii;

– 60 mc - vagon pe 4 osii; – 61 mc - vagon pe 4 osii; – 68 mc - vagon pe 4 osii; – 71 mc - vagon pe 4 osii; – 73 mc - vagon pe 4 osii.

- pentru bitum cald: – 50 mc - vagon pe 4 osii; – 55 mc - vagon pe 4 osii.

- pentru ulei de floarea soarelui: – 60 mc - vagon pe 4 osii.

- pentru acid sulfuric: – 35 mc - vagon pe 4 osii

- pentru alcool etilic: – 60 mc - vagon pe 4 osii.

Vagon cisternă tip Zes

13

Fig. 1.1. Vagon cisternă tip Zes Tabel 1.2

Serie numerică 7370

Uzina constructoare Meva T. Severin, Umerva Ploieşti

An fabricaţie 1969-1971 Lungimea peste tampoane 10.140 mm Ampatament vagon 5.700 mm Volum util recipient 30 mc Lungime recipient 8.050 mm Diametru recipient 2.184 mm Tip frână Hik, KE Tara 13,5 t Diametrul de rulare 1.000 mm Viteza maximă 100 km/h

Sarcini autorizate A B1 C S 18,5 22,5 26,5

Observaţii Transportă produse albe şi negre Vagon tip Zaes

14

Fig. 1.2 Vagon tip Zaes

Tabel 1.3 Serie numerică 7889, 7880 7880, 7881

Uzina constructoare 23 Aug. Buc., Gr. R Buc. Umerva Pl. Gh. Dimitrov Sofia

An fabricaţie 1965-1969 1969-1971 1974-1976

Lungimea peste tampoane 12.510 mm 12.530 mm

Ampatament vagon 7.120 mm 7.120 mm Volum util recipient 60 mc 61 mc Lungime recipient 10.300 mm 10.300 mm Diametru recipient 2.800 mm 2.800 mm Lăţime şasiu 2.420 mm 2.420 mm Tip boghiu ORE ORE Tip frână KE KE Tara 25,0 t 22,5 t Diametrul de rulare 1.000 mm 1.000 mm Viteza maximă 100 km/h 100 km/h Sarcini de încărcare autorizate

A B1 B2 C A B1 B2 C

S 37,5 37,5 47,0 55,0 S 40,1 40,1 49,5 57,5

Observaţii Transportă produse petroliere

Transportă produse petroliere

15

Fig. 1.3.

Tabel 1.4

Serie numerică 7881 7882

Uzina constructoare Meva T. Severin, Romvag Caracal Meva T. Severin

An fabricaţie 1975-1976 1977-1978 Lung. peste tampoane 12.660 mm 12.660 mm Ampatament vagon 7.120 mm 7.120 mm Volum util recipient 60 mc 60 mc Lungime recipient 10.300 mm 10.300 mm Diametru recipient 2.800 mm 2.800 mm Lăţime şasiu 2.420 mm 2.420 mm Tip boghiu H H Tip frână KE KE Tara 24,5 t 24,5 t Diametrul de rulare 920 mm 920 mm Viteza maximă 100 km/h 100 km/h

Sarcini de încărcare autorizate

A B1 B2 C A B1 B2 C

S 38,8 38,8 47,5 55,5 S 38,8 38,8 47,5 55,5

Observaţii Transportă produse petroliere Transportă floarea soarelui

16

Fig. 1.4.

Tabel 1.5 Serie numerică 7882 7883 7778 Uzina constructoare Meva T. Severin Meva T. Severin An fabricaţie 1976-1978 1979 1980 Lungimea peste tampoane 12.660 mm 12.160 mm Ampatament vagon 7.120 mm 7.120 mm Volum util recipient 60 mc 60 mc Lungime recipient 10.300 mm 10.300 mm Diametru recipient 2.800 mm 2.800 mm Lăţime şasiu 2.420 mm 2.420 mm Tip boghiu Y25 Cs2 Y25 Cs2 Tip frână KE KE Tara 24,5 t 24,0 t Diametrul de rulare 920 mm 920 mm Viteza maximă 100 km/h 100 km/h

Sarcini de încărcare autorizate A B1 B2 C A B1 B2 C2 C3C4 S 38,8 38,8 47,5 55,5 S 36,8 36,8 48,0 53,8 56,0

Observaţii Transportă produse petroliere Transportă produse petroliere

17

Fig. 1.5

Tabel 1.6 Serie numerică 7991 Uzina constructoare Meva T. Severin An fabricaţie 1988 Lungimea peste tampoane 13.440 mm Ampatamentul vagonului 8.400 mm Volum util recipient 68 mc Lungime recipient 11.520 mm Diametru recipient 2.800 mm Lăţime şasiu 2.300 mm Tip boghiu Y25 Tip frână KE Tara 24,9 t Diametrul de rulare 920 mm

Viteza maximă 100 km/h

Sarcini de încărcare autorizate

A B1 B2 C

S 39,1 42,3 47,1 55,1

Observaţii Transportă produse albe şi negre

18

Fig. 1.6.

Tabel 1.7 Serie numerică 7878 7882 7883 Uzina constructoare Gh. Dimitrov Sofia An fabricaţie 1980 1977/78 1979 Lungimea peste tampoane 14.240 mm Ampatament vagon 8.200 mm Volum util recipient 71 mc Lungime recipient 11.920 mm Diametru recipient 2.800 mm Lăţime şasiu 2.350 mm Tip boghiu Y25 Tip frână KE Tara 21,3 t Diametrul de rulare 920 mm Viteza maximă 100 km/h

Sarcini de încărcare autorizate A B1 B2 C S 42,7 49,9 50,7 58,7

Observaţii Transportă produse albe şi negre

19

Fig. 1.7.

Tabel 1.8 Serie numerică 7965 Uzina constructoare Meva T. Severin An fabricaţie 1999-2002 Lungimea peste tampoane 13.440 mm Ampatamentul vagonului 8.400 mm Volum util recipient 73 mc Lungime recipient 11.430 mm Diametru recipient 2.900 mm Lăţime şasiu 2.420 mm Tip boghiu Y25 Tip frână KE Tara 24,8 t Diametrul de rulare 920 mm

Viteza maximă 100 km/h (vagon încărcat) 120 km/h (vagon gol)

Sarcini de încărcare autorizate A B1 B2 C

20

Capitolul 2. Vibraţiile ca răspuns al vehiculului feroviar (sistem mecanic). Problema „DURATEI DE VIAȚĂ”

2.1. Excitaţiile verticale, orizontal-transversale și longitudinale oferite de calea de rulare (vehiculul feroviar) 2.1.1. Modelarea interacţiunii vehicul – cale

Modelarea interacţiunii vehicul – cale oferă informaţii asupra excitaţiei introduse în sistemul mecanic cu consecinţe evidente asupra răspunsului acestuia. Astfel răspunsul sistemului mecanic prin nivelul vibraţiilor şi în consecinţă prin nivelul solicitărilor sunt hotărâtoare asupra duratei de viaţă a tuturor subansamblelor şi pieselor ce compun vehiculul.

Sunt prezentate modele matematice pentru simularea interacţiunilor dinamice verticale ale sistemului vehicul-cale-subteran. Se pune accentul pe răspunsul dinamic al structurii căii datorită trenurilor de mare viteză şi efectele sub-solului şi ale neregularităţilor căii. Un program numit DIFF este îmbunătăţit prin luarea în considerare a subsistemului subteran astfel încât analiza dinamică a întregului sistem vehicul-cale-sol poate fi efectuată. Procedurile numerice adoptate sunt bazate pe metoda elementului finit semidiscretizat, prin care domeniul spaţial este discretizat folosind elemente finite şi apoi este aplicată în domeniul timpului o tehnică a soluţionării prin combinarea superpoziţiei modale cu integrarea timpului pentru sistemul de gradul I a ecuaţiilor de stare-spaţiu. Modele matematice În figura 2.1 se prezintă modelul folosit pentru studierea dinamicii verticale a sistemului tren-cale-sol. Modelul include: boghiu, cale, umplutura căii, traversele, balastul şi subsolul stratificat. Roata şi şina sunt legate împreună prin două puncte de contact, unde neregularităţile căii sunt introduse ca excitaţii dinamice [46].

Figura 2.1. Modelul dinamic al sistemului vehicul-cale-subteran

Un model rigid din mai multe părţi este folosit pentru a simula boghiul de tren, care include o ramă a boghiului, două suspensii primare şi două mase nesuspendate. Fiecare masă nesuspendată reprezintă jumătate dintr-un set de roţi şi părţi ale unui motor de tracţiune. Deoarece răspunsul dinamic al căii este principala preocupare, un model discret al vehiculului este considerat adecvat şi inerţia maselor suspendate ce apare deasupra suspensiei secundare poate fi neglijată.

21

Prin urmare ecuaţia principală a modelului vehiculului poate fi scrisă astfel:

=

+

+

+

extF0

0

wrFvbx

vax

vbbKv

baK

vabKv

aaKvbx

vax

vbbC000

vbx

vax

vbbM000

(2.1)

unde: xav este vectorul deplasare la suprafaţa de contact roată-şină care este fără masă;

xbv este vectorul deplasare al modelului vehiculului;

Mv, Cv şi Kv sunt matricile masei, amortizării şi rigidităţii vehiculului; Fext este vectorul forţă extern care re-prezintă partea din greutatea carcasei adăugată

ramei boghiului. Forţele de contact roată-şină sunt asamblate în vectorul Fwr şi vor fi tratate ca variabile

independente. Ecuaţia (2.1) este un sistem neliniar dependent de stare deoarece matricea de rigiditate Kv conţine contribuţii de la contactul roată-şină.

Rezultate teoretice ale excitaţiei obţinute prin programul DIFF Pe baza algoritmilor descrişi, programul DIFF [4] a fost dezvoltat mai mult şi acum, poate fi folosit pentru a simula dinamica verticală a întregului sistem vehicul-cale-sol. În această parte se vor prezenta rezultatele numerice ale unui boghiu X 2000 care rulează la viteza de 200 km/h pe o cale tipică pe un subsol în straturi, pentru a demonstra performanţele versiunii îmbunătăţite a programului DIFF. Forţele dinamice datorate neregularităţilor căii sunt luate în considerare. În figura 2.2 sunt prezentate datele neregularităţilor verticale ale căii folosite în simulare.

Figura 2.2. Neregularităţile verticale de cale folosite în simulare

Figura 2.3. Forţele verticale de contact roată-şină cu şi fără neregularităţile verticale de cale şi sol rigid

22

Figura 2.4. Înregistrarea deplasărilor verticale ale căii peste traversa 30 cu şi fără neregularităţile de cale, subsol rigid.

Figura 2.5. Înregistrarea acceleraţiilor calculate ale traversei 30 cu şi fără neregularităţile de cale, subsol rigid

Figura 2.6. Deplasarea răspuns a căii datorată neregularităţilor verticale ale căii – comparaţie între subsol rigid şi moale

Răspunsurile căii rezemate pe sol normal rigid cu şi fără prezenţa neregularităţilor verticale ale căii sunt calculate în primul rând. În figura 2.3 se arată forţele la contactul roată-şină. Figura 2.4 arată înregistrarea deplasărilor verticale ale şinei peste traversa 30 şi figura 2.5 înregistrarea acceleraţiilor traversei 30. Din aceste figuri se observă că răspunsurile căii

23

arată un caracter dinamic puternic şi nu este suficient să se reprezinte forţa roată-şină ca o sarcină constantă în mişcare în analiza generării şi propagării vibraţiilor cale-sol. În figura 2.6 este prezentată o comparaţie între deplasările răspuns ale căii cu subsol rigid şi moale. Se observă că parametrii subsolului au o influenţă substanţială asupra comportării dinamice a structurii de cale. 2.1.2. Studii privind îmbunătăţirea caracteristicilor căii

Aceste studii vizează găsirea unor măsuri de îmbunătăţire a caracteristicilor căii şi efecetele lor asupra scăderii amplitudinilor vibraţiilor respectiv ale solicitărilor în exploatare.

Excitaţia transversală În figura 2.7 se prezintă o variaţie izolată a aliniamentului considerată în încercare. Această variaţie are formă sinusoidală şi este caracterizată de amplitudinea şi lungimea sa de undă.

Figura 2.7. Variaţia (perturbaţie) singulară a geometriei de aliniament

Figura 2.8 este o porţiune a amplitudinii necesare pentru a cauza un răspuns nesigur al locomotivei ATS la 260 km/h şi a amplitudinii maxime admise de caracteristicile de aliniament recomandate pentru calea de clasă 8 ca funcţii a lungimii de undă a variaţiei aliniamentului de cale.

Figura 2.8. Amplitudinea unei singure perturbaţii de aliniament necesară pentru a cauza un răspuns nesigur a locomotivei ATS la 260 km/h.

La lungimi de undă scurte - mai puţin de 30 m – amplitudinea maximă de siguranţă este limitată de raportul Y/Q a roţii, unde Yși Q reprezintă eforturile transversale respectiv verticale la nivelul contactului roată - șină. Aceasta se datorează contactului rapid roată-şină.

24

Răspunsul vehiculului la excitaţiile căii în sens vertical Rãspunsul echipamentului la variaţii de profil de cale a fost analizat cu modelul liniar de masã, descris în ansamblul schematic în figura 2.9. Acest model are 4 grade de libertate: sãltarea şi galopul cutiei şi deplasãri verticale ale boghiurilor frontal şi ultim. Deplasãrile verticale impuse suspensiei primare sunt media deplasãrilor verticale ale osiilor boghiului.

Figura 2.9. Modelul sãltare/legãnare

În tabelul 2.1 se enumerã frecvenţele naturale ale sãltãrii şi galopul boghiului şi caroseriei, şi ratele de amortizare pentru locomotiva ATS.

Tabelul 2.1. Mod Frecvenţa naturală Rata de amortizare

Săltarea cutiei 1,2 Hz 24% Galopul cutiei 1,3 Hz 26% Săltarea boghiului 8,1 Hz 88%

Figura 2.10 aratã amplitudinea variaţiilor repetate de profil necesare pentru a cauza acceleraţii verticale excesive în cabina locomotivei ATS la 260 km/h. În figură se mai arată amplitudinea maximã permisã pentru variaţiile repetate de profil de cale, de caracteristicile recomandate pentru geometria de cale pentru calea de clasa 8. Amplitudinea localã minimã lângã lungimea de undã de aproximativ 10 m este asociatã cu frecvenţa naturalã a suspensiei primare, în timp ce amplitudinea localã minimã lângã lungimea de undã de 66 m este asociatã cu frecvenţa naturalã de sãltare a cutiei.

Figura 2.10. Amplitudinea variaţiei suprafeţei de cale necesarã pentru a caracteriza acceleraţia caroseriei de 0,5 g vârf-la-vârf funcţie de lungimea de undã a variaţiei de suprafaţã,

locomotiva ATS la 260 km/h.

25

Rezultatele analizei pentru rãspunsul altor echipamente la variaţii repetate de profil de cale sunt similare pentru lungimi de undã mai mari de 30 m; totuşi, pentru lungimi de undã mai mici de 30 m au fost diferenţe semnificative în rãspunsul echipamentului. La creşterea frecvenţei naturale a suspensiei primare, a crescut sensibilitatea la variaţiile de profil cu lungimi de undã mici la viteze mai mari de 200 km/h. Rezultatele analizei pentru rãspunsul echipamentului la o singurã variaţie de profil aratã cã amplitudini mai mari pot fi permise pentru o singurã variaţie de profil decât pentru variaţii repetate. 2.2. Soluții de diminuare a excitațiilor generate de calea de rulare 2.2.1. Exemple de suprastructură a căii cu îmbunătăţiri ale elasticităţii acesteia Suprastructura unei linii de cale ferată este acea parte a căii care se află deasupra nivelului platformei şi se reazemă pe aceasta. Suprastructura căii de rulare se compune din: şine, traverse, material mărunt de prindere (a şinelor de traverse şi cel utilizat la realizarea joantelor) şi prisma căii. Este binecunoscut faptul că o elasticitate redusă a căii de rulare, concretizată prin răspunsul acesteia elastic (static sau dinamic), duce inevitabil la apariţia unor probleme majore pentru calea de rulare:

- încărcări sporite pentru elementele principale ale căii de rulare (prinderi, traverse, etc.);

- mărirea presiunilor pe prisma de piatră spartă; - necesitatea efectuării de intervenţii la cale, la intervale mai scurte de timp; - nivel de zgomot şi vibraţii mărit.

Răspunsul elastic al căii de rulare, în momentul circulaţiei vehiculelor feroviare, trebuie în aşa fel calculat încât apariţia problemelor enumerate mai sus să fie evitată. Soluţii elastice pentru structura căii

Figura 2.11 Perine la baza şinei

În întreaga lume căile ferate au o contribuţie valoroasă pentru viaţa modernă, transportând călători şi bunuri cu uşurinţă şi eficienţă pe distanţe lungi. Am prezentat în figurile următoare o serie de soluţii constructive adaptate la construcţia căii de rulare ale Companiei Getzner-Germania ce au fost adoptate cu scopul diminuării excitaţiilor provocate de calea de rulare în timpul exploatării. În timp ce varietatea şi intensitatea traficului feroviar creşte, disponibilitatea, comfortul şi prestaţiile sistemului feroviar cresc de asemenea mult mai mult. Una din problemele principale asociate căilor ferate sunt vibraţiile transmise de la suprastructura căii la zonele adiacente. Aceste vibraţii pot fi deseori simţite şi auzite.

26

Una din alte probleme relatate sunt costurile întreţinerii cauzate de aceste vibraţii, care pot fi reduse prin creşterea elasticităţii căii ferate. Elasticitatea căii are un impact important asupra uzurii componentelor suprastructurii şi materialului rulant însuşi. În general se convine că elementele elastice ale căii trebuie să permită, sub acţiunea unei sarcini normale de 225 kN (22,5 tf), o mişcare în plan vertical a şinei de aproximativ 1,5 mm.

Figura 2.12 Perină şină

Periniţele şină elastice având o rigiditate predefinită sunt instalate direct sub talpa şinei astfel mărind elasticitatea suprastructurii balastului. Getzner oferă o excepţională varietate de periniţe şină pentru fiecare rigiditate cerută, pornind de la liniile de bază până la liniile de tramvai.

Figura 2.13 Periniţe elastice cu rigiditate predefinită instalate direct sub talpa şinei

Linii de mare viteză: - Hannover – Berlin - Hannover – Vurzburg Linii locale pentru transportul în comun: - Berlin - Dresden - Nuremberg

27

Tot mai multe linii de cale ferată modernă sunt realizate folosind construcţia cu traverse. Cu acest tip de cale, foarte elastic periniţele plăcilor de bază ale şinei sunt instalate între baza plăcii şi traversă şi sunt folosite ca să asigure nivelul de elasticitate corespunzător (figura 2.14).

Figura 2.14 Periniţe elastice aşezate între baza plăcii de bază şi traverse

Figura 2.15 Inserţia elastică pentru traverse

O precondiţie cheie pentru construcţia căii este elasticitatea suficientă pentru activarea încărcăturii distribuite pe şină. În acest sens sunt suficiente posibilităţi pentru aplicarea componentelor elastice. Aceste periniţe inserate pot fi fabricate cu orice rigiditate cerută, cu posibilitatea întâlnirii unui set diversificat de solicitări.

Figura 2.16 Periniţe elastice cu rigiditate cerută utilizate la construcţia căii de rulare din tunele Acest sistem este aplicat în general în secţiuni de tunel.

28

Figura 2.17 Perini întinse

Acestea sunt folosite în prevenirea vibraţiilor protejând balastul şi îmbunătăţeşte stabilitatea căii.

Figura 2.18.Periniţe elastice dispuse sub traverse

Exemple de proiecte instalate: - Cologne – Rhine/Maim - Madrid – Barcelona Linii de bază - O varietate de linii în Austria, Elveţia şi Koreea

Figura 2.19 Covoare de balast

Instalarea covoarelor de balastru permit un nivel înalt în atingerea elasticităţii căii. Unele dintre motivele instalării acestor covoare includ: reducerea zgomotului secundar provocat, reducerea vibraţiilor.

29

Figura 2.20 Utilizarea covoarelor de balast eficiente chiar în tunele

Figura 2.21 Sisteme de amortizare a masei

Sistemele de amortizare a masei sunt folosite în proiecte unde protecţia maximă împotriva vibraţiilor şi zgomotelor provocate prezintă o cerere importantă.

Getzner oferă următoarele tipuri de siteme: a) Suporţi discontinuu b) suporţi continuu

c) Suporţi pe întreaga suprafaţă d) Suporţi pe întreaga suprafaţă

Figura 2.22 Sistemele de amortizare a masei. Scopul pentru construirea şi montarea unui sistem pentru şinele canelate a constat în atingerea izolaţiei antivibraţie provocate de fundaţia căii şi de împrejurimile aplicate şinei.

30

Figura 2.25 Sistem de izolaţie antivibraţie utilizat în special la pavarea căii de rulare urbane (şine canelate)

Construcţia specială a componentelor umplute asigură o legătură excepţională cu fundaţia căii înconjurătoare.

Figura 2.26 Suport continuu al şinei.

O continuitate a sistemului de susţinere elastic a talpei şinei, care serveşte la elasticitatea fundaţiei este în general o soluţie eficace dar costisitoare.

Figura 2.27 Sistem de susţinere elastică a talpei şinei

Figura 2.28 Umplerea şinei canelate

31

Şinele urbane şi căile ferate care sunt traversate de alţi participanţi la trafic sunt locaţii tipice unde aceste umpleri sunt folosite pentru şinele canelate.

Figura 2.29 Umplerea şinei

O varietate de firme distribuie astfel de umpleri uzuale pentru toate tipurile de profiluri ale şinei. 2.2.2. Concluzii

Prin acest studiu am urmărit să stabilesc natura şi caracteristicile excitaţiei datorate şi

implicit induse de cale, ce este transmisă vehiculului în cadrul relaţiei vehicul-cale. Calea ferată a fost asimilată conform unui model, al cărui comportament dinamic este

definit prin trei seturi de parametrii ai suportului de cale şi un set de parametrii ai şinei. Dinamica transversală şi verticală a fost tratată separat urmărindu-se influenţa şi

aportul rigidităţilor, amortizărilor şi maselor considerate, ce formează modelul mecanic, asupra nivelului amplitudinilor şi plajei de frecvenţă ce caracterizează comportamentul dinamic al căii ferate.

Dinamica verticală prin parametrii: kb – rigiditatea traversei, cb – amortizarea traversei, mb – masa balastului, kg – rigiditatea balastului cg – amortizarea balastului

influenţează domeniul frecvenţelor joase în zonă limitrofă primului vârf de rezonanţă 30 Hz. Rigiditatea kp şi amortizarea cp ale şinei de cale ferată controlează şi infuenţează excitaţia dată de cale în zona limitrofă celei de a doua frecvenţe de rezonanţă 370 Hz. După frecvenţa de 500 Hz, dinamica şi implicit excitaţia este influenţată în bună măsură exclusiv de parametrii şinei.

În ce priveşte dinamica laterală în zona limitrofă frecvenţei de 60 Hz, excitaţia este influenţată şi determinată de rigiditatea rotativă kpφ3 şi amortizarea rotativă cpφ3. Pentru frecvenţe mai mari de 60 Hz excitaţia este determinată de parametrii şinei în mod pregnant.

Odată cu creşterea vitezelor de circulaţie se pune problema apariţiei unor nivele de zgomot înalte propagate mediului înconjurător şi de vibraţii transmise vehiculelor ce pot fi amplificate atunci când apare fenomenul de rezonanţă. Fenomenul de rezonanţă după cum este bine cunoscut apare atunci când frecvenţele proprii oferite de infrastructura căii corespund cu cele ale boghiurilor sau cutiei vehiculului. Acesta duce fatalmente la o creştere a forţelor de contact roată-şină, fenomen ce conduce nemijlocit la solicitări mari nepermise ale căii, respectiv la nivele de vibraţii accentuate ale vehiculului ce periclitează siguranţa în circulaţie şi evident calitatea de rulare. Totodată vitezele mari sunt însoţite de o creştere a forţelor transmise prin contactul roată-şină ce determină creşterea neregularităţilor căii şi deteriorarea pronunţată a căii, alături de scăderea calităţii de rulare.

32

Modelul mecanic al sistemului vehicul-cale pe care l-am prezentat alături de programul de simulare a interacţiunii dinamice a sistemului vehicul-cale (DIFF) a făcut posibil calculul deplasărilor, vitezelor, acceleraţiilor şi forţelor transmise în diferite componente ale căii precum şi modul în care calea afectează forţele dinamice transmise prin contactul roată-şină şi modalitatea în care aceste forţe afectează sarcina pe osie şi modificarea neregularităţilor şi geometriei căii.

Studiul efectuat ratifică faptul că nivelele forţelor verticale şi acceleraţiilor în sens vertical transmise traverselor de cale este între 30 şi 50 % mai mare în cazul în care calea prezintă neregularităţi. În acelaşi timp deplasarea pe verticală ca răspuns al căii poate să crească de la 2 la 4 mm atunci când avem o infrastructură fixată pe un subsol rigid, respectiv moale.

Caracteristicile geometriei de cale ferată prin profilul căii în sens vertical şi transversal, aliniament şi ecartament influenţează siguranţa în circulaţie şi calitatea de rulare a vehiculelor feroviare. Vehiculul răspunde ca sistem mecanic atât la variaţiile geometriei de cale cât şi la neregularităţile de cale.

Variaţiile geometriei căii în sens transversal alături de neregularităţi determină modurile de vibraţie a cutiei şi anume de ruliu, clătinare sau torsionarea carcasei.

Variaţiile în sens vertical ale profilului de cale sunt cauza vibraţiilor de săltare şi galop ale cutiei. Toate acestea pot genera forţe de contact roată-şină cu valori mari, pot provoca modificarea în sens nefavorabil a raportului Y/Q ce pot conduce la deraiere sau deteriorarea infrastructurii şi suprastructurii căii precum şi la acceleraţii excesiv de mari ale cutiei ce au drept consecinţă înrăutăţirea flagrantă a calităţii de mers.

Relaţia vehicul-cale este extrem de importantă, forţele transmise în contactul roată-şină şi acceleraţiile imprimate vehiculului ce determină mişcările acestuia depind în bună măsură după cum am văzut de calitatea şi geometria căii de rulare.

Din acest motiv cu toate că costurile unor amenajări speciale de cale sunt consistente se aplică în lume o întreagă paletă de soluţii tehnice de fixare şi sprijin a şinei prin intermediul unor elemente elastice ce au calitatea de a înmagazina şi disipa energie potenţială de deformaţie fapt ce conduce la scăderea nivelului forţelor transmise prin contactul roată-şină şi acceleraţiilor imprimate osiilor vehiculelor feroviare.

În acest mod valoarea excitaţiilor transmise osiei şi implicit sistemului mecanic ce îl constituie vehiculul sunt diminuate, iar în consecinţă şi răspunsul sistemului mecanic are parametrii mult diminuaţi. 2.3. Studiu asupra răspunsului sistemului mecanic (vehiculul feroviar) la excitații oferite de calea de rulare

Solicitarea aleatoare aplicată pe un anumit interval de timp sau de drum parcurs poate fi înlocuită de colective de solicitare ce au aceleaşi efecte.

2.3.1. Colective de solicitare

Comportarea unei piese la solicitarea aleatoare poate fi simulată în laborator, supunând-o fie modului de solicitare aleator, aşa cum a fost el înregistrat, fie unor solicitări sinusoidale, de amplitudine continuu descrescătoare, conform diagramei frecvenţelor cumulate [8]. Atât solicitarea aleatoare, cât şi cea sinusoidală cu amplitudine continuu descrescătoare, prezintă complicaţii din punct de vedere al maşinilor de încercat, necompensate de sporul de informaţii care s-ar putea obţine. Din acest motiv, de multă vreme, se obişnuieşte a se înlocui curba continuă a frecvenţelor cumulate prin o curbă în trepte numită colectiv de solicitare. Experienţa a arătat că împărţirea curbei în 8 . . . 10 trepte este suficientă. Pentru compararea rezultatelor experienţelor, este important ca modul de înlocuire

33

al diagramei frecvenţelor cumulate printr-un colectiv în trepte să fie făcut după anumite reguli, în ceea ce priveşte „înălţimea” şi „lungimea” treptelor.

La „Laboratorium für Betriebsfestigkeit”, din Darmstadt, s-a stabilit, încă de mai multă vreme, un „colectiv standardizat”, la care amplitudinile treptelor aai σσ şi frecvenţele relative hi sunt cele indicate în tabelul din figura 2.30 totalitatea ciclurilor care se succed cu acelaşi nivel de solicitare poartă denumirea de bloc sau treaptă. Se vede pe desen că, la un colectiv total de 106 cicluri, amplitudinea treptei celei mai înalte a1a σ=σ se realizează de două ori, pe când amplitudinea cea mai joasă 8aσ , de 605000 ori. Folosind în ordonată amplitudini relative (adimensionale), schema colectivului este valabilă pentru orice valoare a amplitudinii maxime aσ (rezistența la oboseală a materialului).

H0=10 cicluri

100

0,1

0 101 10 2 103 410 105

Hi

23 000115 000395 000

1 000 000

Am

plitu

dine

a re

lativ

a

0,7

0,3

0,2

0,4

0,6

0,5

2 7200,7254

0,27578 0,125

65

0,4250,575

280 000605 0006

20 00092 000

1,0001

32

0,8500,950

i σa

σai

216

280

hi

1,0

0,8

σaσa 0,9

12

4

Frecventa relativaa treptei hi3018

218

298

σa

σa

5

Frecventa cumulativa Hi3

106

8

6

7

Frecventa cumulata H [cicluri] Figura 2.30 Colectiv standardizat

În ce priveşte numărul total de cicluri al colectivului ∑== imaxi0 hHH , valoarea cea

mai uzuală este 106. Se întâlnesc şi colective la care acest număr este mai mic. Alte metode moderne de stabilire a colectivelor de solicitare sunt: - metoda MIN-MAX; - metoda RANGE PAIR; - metoda rezervorului; - metoda RAIN-FLOW.

Metoda MIN-MAX Analiza MIN-MAX constă din numărarea maximelor şi minimelor semnalului aleator

„1” şi construirea unei curbe Gauss „2”. Domeniul de variaţie al semnalului aleator este împărţit în prealabil în intervale egale σ∆ .

Folosind curba Gauss sunt eliminate un număr egal de maxime şi minime contorizate „n” ce constituie numărul de km parcurşi în intervalul de timp *t∆ considerat şi analizat.

Astfel sunt obţinute valorile 1σ , respectiv 2σ ale semnalului, întâlnite cel puţin o dată pe km parcurs de vehiculul feroviar sau rutier pe traseul pe care au fost înregistraţi experimental parametrii urmăriţi.

34

N (l

og)∆σ

min

0

σ** m

axσ

σst

σm

ax

σ

t, n [km]

n

σm

in

σ 21σ

min

σm

axσ

0

∆σ

1 2

t∆ *

Figura 2.31Analiza Min-Max

Domeniul de variaţie al semnalului aleator este *min

*max σ−σ , unde *

maxσ este cea mai mare valoare a semnalului aleator întâlnită în intervalul de timp, iar *

minσ este cea mai mică valoare a semnalui aleator întâlnită în intervalul de timp.

În consecinţă, se pot determina valorile tensiunii maxime şi minime întâlnite cel puţin o dată pe km, cu relaţiile:

1stmax σ+σ=σ (2.2)

2stmin σ−σ=σ (2.3)

Metoda Rainge – Pair Diagrama stabileşte colectivul de solicitare σ∆⋅σ∆⋅σ∆⋅ i2,1 , i fiind numărul de

intervale în care a fost împărţit domeniul de variaţie aleator al deformaţiei specifice sau tensiunii determinate experimental.

Determinarea ciclurilor are loc printr-un sistem de numărare când un şir cu tendinţă pozitivă este egal cu un şir de tendinţă negativă (şiruri pereche). Astfel şirurile de mărime egală dar de semn contrar sunt combinate în perechi de forme ciclice.

Cu această metodă se detectează doar magnitudinea şirurilor care cresc neavând o informaţie despre valorile minime şi maxime apărute întâmplător.

2

1

670

3

-6 1

-3

-5-4

2

-2-1

1

4

6

5

7

9

8

11

12

10

2

3

8

7

321

654

113

411

10

9

86

5

12

3

2

37

5

4

6

5

4

8

2

1

7

13

3

5

4

6

10

12

11

9

8

1

22 3

8

7

9

14

23

110 1

∆44

2

1

336

5

211

12

3

σ

Figura 2.32 Analiza Rainge-Pair

35

Colectivul de solicitare: 1 ciclu de σ∆⋅3 1 ciclu de σ∆⋅4

1 ciclu de σ∆⋅9 1 ciclu de σ∆⋅12 1 ciclu de σ∆⋅13

Metoda Rainflow Metoda picăturii (Rainflow), analizează variaţia deformaţiilor specifice. Reprezentarea

variaţiei deformaţiei în timp este dispusă cu axa timpului verticală în jos; liniile care unesc vârfurile deformaţiilor sunt imaginate ca fiind o serie de „acoperişuri de pagodă” [49]. Ploaia se scurge pe pante după anumite reguli care permit să fie definite cicluri şi semicicluri. O picătură de ploaie începe să se scurgă pornind dintr-un vârf. Dacă vârful de la care începe este un minim, picătura continuă să se scurgă, căzând de pe o pantă pe cea de dedesupt până la vârful pozitiv, după care urmează un vârf negativ mai mare în valoare absolută decât vârful de plecare. Ca exemplu, în figura 2.33 picătura se scurge începând cu punctul 1 şi se opreşte în vârful 8, întrucât vârful 9 care urmează este mai mare în valoare absolută decât vărful 1 de plecare; variaţia 1-8 este numărată ca o jumătate de ciclu. În mod asemănător dacă picătura începe să se scurgă de la un vârf pozitiv – un maxim – se opreşte la vârful după care urmează un maxim mai mare decât cel de plecare. Ca exemplu, scurgerea începută la vârful 2 se opreşte la vârful 3, pentru că vârful 4 care urmează este mai mare decât vârful 2; şi în acest caz este numărată o jumătate de ciclu. Picătura care se scurge pe o pantă se opreşte când întâlneşte un fir care cade de pe o pantă de deasupra. Picătura care se scurge de la vârful 3 se opreşte sub vârful 2, de unde cade firul care continuă până la vârful 8; se numără o jumătate de ciclu care, cuplată cu 2-3, formează un ciclu întreg. Evident, fiecare segment al diagramei

t−ε este numărat o dată şi numai o dată. Deformatia specifica ε

Tim

pul

Figura 2.33 Analiza Rainfiow

Când procedeul este aplicat unei secvenţe de deformaţii specifice, o jumătate de ciclu

este numărată între maximul cel mare maxmaxε şi minimul cel ai mic minminε . Se presupune că dintre aceste două, în secvenţă primul apare maximul. Revenind în urmă, jumătăţi de cicluri numărate între cel mai mare maxim şi cel mai mic minim care au apărut anterior în secvenţă; se repetă tot aşa până se ajunge la început. După cel mai mic minim, jumătăţi de cicluri sunt numărate între acesta şi cel mai mare maxim care urmează şi aşa mai departe până la încheierea secvenţei; variaţiile care sunt numărate ca jumătăţi de cicluri cresc în amplitudine,

36

după aceea descresc. Toate celelate inversiuni ale deformaţiilor se cuplează câte două de variaţie egală şi de sens opus, formând întreruperi ale acestor jumătăţi de cicluri sau întreruperi ale întreruperilor.

Metoda picăturii (rainflow) corespunde comportării stabilizate a unui metal la solicitări ciclice: toate variaţiile cuplate şi numărate ca cicluri formează bucle închise de histerezis, în timp ce jumătăţile de ciclu nu (figura 2.34).

g ia dε

im 2 semicicluri

2 semicicluri

pn n

kce

s

bj r

f

m

Deformatia specifica ε

1 ciclu1/2 ciclu

Deformatia specifica ε

1/2 ciclu

1/2 ciclu1 ciclu

1 ciclu

σ

Tim

pul

g

a

i

Tim

pul

a

i

lk

s

2 semicicluri

p

h

k ij

n

c

edr

f

b

j

Figura 2.34 Figura 2.35

Evidentierea ciclurilor si semiciclurilor in timp

Delimitarea si stabilirea colectivului de solicitare

În cazul că numărarea ciclurilor se face pentru o secvenţă care se repetă periodic până

la cedare, prin aplicarea metodei se numără numai cicluri întregi; primul între, vârfurile extreme maxim pozitiv şi minim negativ iar celelalte prin întreruperi. Procedeul cel mai simplu este de a izola o secvenţă care se repetă începând cu o valoare extremă: fie cel mai mare vârf pozitiv, fie cel mai mic vârf negativ. Astfel, dintr-o solicitare periodică (figura 2.35) a fost izolată secvenţa a, b, ......., l, a care se repetă şi care începe de la minimul cel mai mic. Curgerea ploii începe în a, continuă în b, unde cade pe panta următoare, curge până la d şi cade pe pamânt, punctul d fiind un extrem. Acest parcurs corespunde unei jumătăţi de ciclu. Din d apa se scurge pe pantele de, ng şi ma. A fost parcursă o altă jumătate de ciclu egală cu prima şi s-a format ciclul major. Se caută punctul extrem de pe pantele neparcurse: acesta este g; se parcurge g, h, p, j, s şi l (1/2 ciclu) şi apoi lm (a doua jumătate de ciclu, perechea celui anterior); urmează e, f, n (alte două jumătăţi de ciclu pereche) h, i şi i, p (un ciclu) b, c şi r (un ciclu); în fine, ultimul ciclu j, k şi k, s. Au fost obţinute deci, un ciclu major ad, da şi alte cinci cicluri care constituie întreruperi ale ciclului major.

Metoda rezervorului

O altă metodă echivalentă pentru secvenţele repetitive este cea denumită metoda rezervorului [49]. Semnalul iniţial este a, b, c, d, e, f, g, h, e’. În acest caz este izolată o perioadă începând cu valoarea maximă extremă (figura 2.36). Ea este considerată o secţiune printr-un rezervor umplut până la marginea a-a cu apă; în toate punctele de minim (b, d, f şi h) rezervorul are robinete de golire. Golirea rezervorului se face deschizând robinetul de la

37

cota cea mai joasă. După ce apa încetează să mai curgă se deschide următorul robinet de la cota cea mai joasă până când apa încetează iar să mai curgă; se continuă până când tot rezervorul este golit. Pereţii udaţi într-o repriză de golire definesc un ciclu.

bd h

b

d1 2

h

43

1c

3c'

σ a

2g

4f

t

ge e'

c

f

eg

a a

Figura 2.36 Metoda rezervorului

În cazul reprezentat în figura 2.36 golirea începe în punctul d; a fost identificat ciclul

1; se deschide robinetul h, identificându-se ciclul 2; se continuă cu robinetul b (ciclul 3) şi apoi cu robinetul f (ciclul 4). 2.3.2. Teorii de degradare

Analizând statistic un semnal aleator ce reprezintă solicitarea unui subansamblu sau piesă se obţine un colectiv de solicitare. Analiza statistică se face pentru un semnal aleator desfăşurat pe o perioadă de timp sau distanţă parcursă.

Colectivul de solicitare se consideră că are acelaşi grad de degradare cu consecinţele de rigoare (fisuri, ruperi) ca şi solicitarea aleatoare propriu-zisă.

Gradul de degradare şi implicit durata de viaţă, respectiv rezistenţa în exploatare se pot stabili folosind cu iscusinţă şi adoptând o serie de ipoteze de degradare.

Ipoteza de degradare MINER este utilizată pe scară largă în construcţia de maşini, vehicule feroviare şi auto, nave, avioane, etc.

Remarcăm următoarele ipoteze de degradare: - metoda MINER; - metoda Corten-Dolan; - metoda Lehmann; - metoda Serensen; - metoda Schultz; - metoda Manson-Coffin; - metoda Baumel jr. – Seeger.

Metoda MINER

Dacă un program de încercare are j trepte şi dacă până la rupere programul este aplicat de t ori, avem relaţia:

1Nnt

NnD

r

1i i

ir

1i i

ir === ∑∑

==

(2.4)

38

În mod analog, durata de viaţă, este:

∑∑==

==r

1ii

r

1ii ntnN (2.5)

Dacă la relaţia 3 se aplică un numitor – egal cu unitatea, dat de relaţia 2 – se obţine

durata de viaţă după Miner:

∑

∑

∑

∑

=

=

=

= == r

1i i

i

r

1ii

r

1i i

i

r

1ii

M

Nn

n

Nnt

ntN (2.6)

Rezultă că, pentru calculul duratei de viaţă MN a piesei, este suficient a se examina

treptele unui singur program, luând valorile iN de pe curba lui Wöhler. Pe de altă parte, se consideră ecuaţia curbei lui Wöhler în coordonate dublu

logaritmice reprezentând linia AB din figura 2.37:

m

i

10i NN

σσ

⋅= − (2.7)

În acest fel, un punct curent T al liniei AB este determinat numai prin variabila iσ şi

constantele No, 1−σ , m. Înlocuind pe iN în relaţia 2.6, se obţine durata de viaţă MN , după Miner:

∑

∑

= −

=

σσ

⋅

=j

1i

m

1

i

0

i

j

1ii

M

Nn

nN (2.8)

Constantele No, 1−σ , m rezultă din curba lui Wöhler. De multe ori se ia No=106 cicluri

(Haibach, 1973).

C

Ni1N N (log)NifN0

σ

σi

DB

T

(log)

σ

σ

i

A1

σa

-1

Figura 2.37 Diagrama de oboseală (curba Wȍhler)

39

Pentru fiecare colectiv, definit prin amplitudinea maximă aσ , relaţia 2.7 dă un punct al diagramei rezistenţelor în expoatare. Pentru diferite colective similare, la care variază numai amplitudinea maximă aσ , se obţin o serie de puncte şi se poate trasa diagrama rezistenţei în exploatare, reprezentată în figura 2.38.

n3 Nσ

87N =σ7

0 N0 N, N (log)M

5σ5

σ6n6

BColectivul

σ4

5

n5

n4

N4N

3

D

σ R

8N =6n7

W, E

Curba rezistentei in exploatare (E)

Curba lui Wöhler (W)

(log)

nnσ a

1

σ2

σ12

2NN1

A

Figura 2.38 Curba rezistenței în exploatare

La metoda Miner ea rezultă ca o linie curbă, sau o linie în trepte. Notaţiile aσ (log), N (log), înseamă că scara de reprezentare are diviziuni logaritmice,

dar se înscriu pe ea valorile mărimilor aσ , N (nu a logaritmilor). Principalul dezavantaj al metodei Miner este că ea neglijează efectul de deteriorare pe

care îl au treptele de solicitare cu 1i −σ<σ (cum sunt 76 , σσ din figura 2.38), întrucât, pentru

aceasta, în relaţia 2.6 numitorul Ni este infinit, deci 0Nn

i

i = . Experienţa arată însă că, pentru o

epruvetă care începe să se fisureze datorită treptelor de solicitare 1i −σ>σ , treptele inferioare contribuie şi ele la propagarea fisurii, deci la cumulare deteriorărilor. Acesta este motivul pentru care aplicarea relaţiei 2.6 dă valori MN mai mari decât cele obţinute experimental.

Metoda Corten-Dolan După Corten şi Dolan [44], [45], [53], [54], durata de viaţă se determină cu relaţia:

1a

1

ii

iCD N

n

nN ⋅

σσ

=

∑

∑ (2.9)

unde: ∑ in este totalul ciclurilor programului de încercare;

11 N,σ - coordonatele punctului A, de pe curba lui Wöhler (figura 5.38), corespunzător treptei celei mai înalte a programului;

a – constantă, reprezentând panta liniei AC din figura 2.39. Rezultă că în această metodă linia frântă a ABD, de pantă m se înlocuieşte prin linia

AC, de pantă a din încercările experimentale rezultă a = 0,8 ... 0,9. Dacă în relaţia 2.9 se înlocuieşte a prin m şi se foloseşte ecuaţia curbei lui Wöhler

(2.7), se regăseşte expresia 2.8.

40

Prin folosirea relaţiei 2.9, în care toate treptele contribuie la deteriorare, se obţin durate de viaţă mai mici decât cele determinate cu relaţia 2.6.

σa

N (log)

σ

6σ

1n n 2 N1 2N N3 N0

C

σ5

4

σ-1B D

panta a

Curba rezistentei in exploatare

panta mσ

3

2

σ

1σ(log)

A

Curba lui Wohler

Figura 2.39 Determinarea și evidențierea constantei „a”

Metoda Lehmann La institutul de cercetări din Dresden sa elaborat o metodă de calcul, avându-i ca autori pe R. Lehmann şi G. Wirthgen, bazată pe metoda de cumulare liniară Miner, căreia i s-au adus multe îmbunăţiri [2]. Durata de viaţă, după Lehmann, este:

( ) 11ML NNNN +−⋅λ= (2.10) unde:

LN este durata de viaţă după Lehmann; MN este durata de viaţă după Miner; 1N numărul de cicluri după curba lui Wöhler corespunzând treptei celei mai înalte, 1σ

a colectivului; λ funcţie de corecţie care ia în considerare plenitudinea şi înălţimea colectivului. Plenitudinea colectivului se calculează după Corten şi Dolan, cu relaţia:

1V0;

nnlog

nnlog

V

1

i

5,6

1

i

1

i

≤≤

σσ

⋅

=∑

∑ (2.11)

În acestă relaţie, se introduc valorile ii n,σ ale colectivului şi valorile 11 n,σ ale

treptei superioare. Înălţimea colectivului este luată în considerare prin amplitudinea redusă:

1A0;ARr

R1 ≤≤σ−σσ−σ

= (2.12)

unde: Rσ rezistenţa la oboseală;

rσ rezistenţa de rupere statică.

41

Relaţia lui Lehmann se aplică pentru piese cu concentratori, din oţeluri de construcţie.

Funcţia de corecţie se calculează cu relaţia:

( )[ ] ( )A1A21A4 100 −⋅−+λ=λ (2.13)

în care valorile 0λ se calculează cu relaţia:

( )Vm

Vm10 +

⋅+=λ (2.14)

Pentru m se poate lua o valoare medie m=0,22. Variaţia lui 0λ în funcţie de V este dată de figura 2.40. De asemenea, valoarea lui λ - în funcţie de 0λ şi A – poate fi luată din figura 2.41.

Ca urmare, pentru un colectiv dat, se obţine un punct al diagramei rezistenţelor la oboseală La N−σ , procedând astfel:

- se calculează MN cu relaţia (2.6) sau (2.8), cunoscând curba lui Wöhler; - se citeşte pe curba lui Wöhler 1N , corespunzând la 1a σ=σ (maximul colectivului); - se calculează V cu relaţia (2.11); - se determină 0λ cu relaţia (2.14) sau figura (2.40); - se calculează A cu relaţia (2.12); - se determină λ cu relaţia (2.13); - se aplică formula (2.10).

0,4

0,3

0,2

0,1

0 0,1 0,2 0,3Plenitudinea V

0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0

m=0,0660,9

0,8

0,7

0,6

0,5

1,0λ0

m=0,50m=0,22

Figura 2.40 Variația lui λ0 în funcție de V pentru un anumit m

Mai există şi alte metode pentru determinarea duratei de viaţă. Dintre acestea amintim:

metoda Oxfort, metoda Serensen, metoda Schütz, etc. Care se găsesc în literatura de specialitate [8].

42

Din multitudinea metodelor de cumulare a deteriorărilor, cele mai utilizate metode în studiile de oboseală pentru vehicule feroviare, sunt metodele, de tip Miner, Corten-Dolan, Lehmann.

σmed

0

σst

σmax

σ2

σmint[s]

∆σ

σ1

∆σσ

[N/m

m ]2

Figura 2.41 Evidențierea variației aleatoare și parametri caracteristici

2.3.3. Diagrame de oboseală

Diagramele de oboseală sunt obţinute prin mai multe metode, de unde şi multitudinea lor. Astfel există:

- diagrame de tip Haig care dau variaţia amplitudinii ciclului σa în funcţie de tensiunea medie σm cu schematizările liniare Goodman, Soderberg, Serensen şi neliniare Gerber, Buzdugan, Kececioghe, Chester şi Dodge, Bagci;

- diagrame de tip Goodman-Smith, exemplu pentru OL52 (figura 2.42).

40 80 120 160 200 240240 200 160 120 80 40

320

280

240

200

160

120

80

80

40

40

120

160

200

240

280

320

360

a2

a1

b

ba1

a2s=1,5s=1,65

Lim

ita d

e ob

osea

lă

σ[N mm ]

σmed[N mm ]

2

2

Tensiuni mediic

Figura 2.42 Diagrama Goodman – Smith pentru oţelul OL52

43

- diagrame de tip Wӧhler (figura 2.43) Tabel 2.2

Clasa de Concentrare

Log a Tensiunea de oboseală [N/mm2]

m=3 m=5 160 12,901 17,036 117 140 12,751 16,786 104 125 12,601 16,536 93 112 12,451 16,286 83 100 12,301 16,036 74 90 12,151 15,786 66 80 12,000 15,536 59 71 11,951 15,286 52 63 11,701 15,036 46 56 11,551 14,786 41 50 11,401 14,536 37 45 11,251 14,256 33 40 11,101 14,036 29 36 11,001 13,386 26

m100

10

50m = 3

1000

500

1

m = 5

160140125112100908071635650454036 N(cicluri)

σa[N/mm ]2

Tensiunea admisibilade oboseala

2 5410 510 610 710 810

Figura 2.43 Curbele Wohler a diferitelor clase de concentrare

Pentru fiecare categorie de crestătură au fost determinate experimental diagramele de tip Wӧhler ca în figura 16 care stabilesc valoarea rezistenţei la oboseală σ-1. De asemenea au fost determinate şi cazuri intermediare completându-se cele 8 cazuri cu încă 6 cazuri. Ecuaţiile de tip Wӧhler sunt de forma:

log Ni=log a - m log Δσi (2.15)

unde: Ni – numărul de cicluri dintr-o clasă de solicitare σi – ecartul de tensiune aplicat.

44

Valorile coeficienţilor a şi m pentru fiecare caz sunt date în tabelul 2.2. În mod special pentru arcuri metalice solicitate la compresiune se pot folosi diagramele de tip Wӧhler pentru diferite temperature (Vizcaya Del Llano, 2007).

Fig. 2.44 Curbe de oboseală pentru arcuri supuse unor tratamente termice la diferite

temperaturi și diferite durate τm = 254.9 Mpa [50], [52].

Fig. 2.45 Influenta tratamentului asupra rezistentei la oboseala

pentru grupul de 400 ºC si 280 ºC [50], [52].

Experienţele arată că rezistenţa la oboseală are valoarea cea mai mică pentru ciclul simetric, adică la 0m =σ , respectiv 1R −= . Pe măsură ce solicitarea devine asimetrică deci

mσ creşte, sau R variază de la –1 la +1, rezistenţa la oboseală creşte [8]. Pentru calculele inginereşti, este util a cunoaşte variaţia rezistenţei la oboseală cu coeficientul de asimetrie R sau cu tensiunea medie mσ .

Dificultăţile întâlnite fac imposibilă determinarea rezistenţei la oboseală pentru toate valorile lui R.

Reprezentarea grafică a rezistenţei la oboseală a intrat în preocuparea unui număr foarte mare de cercetători, care au reprezentat în diagrame:

- diagrame de tip Haigh, care dau variaţia amplitudinii ciclului aσ în funcţie de mσ ; - diagrame de tip Smith, care dau perechile de valori minmax ;σσ în funcţie mσ ; - diagrame de tip Goodman, cu maxσ în funcţie minσ . Legea de variaţie a rezistenţei la oboseală, între extremele 1−σ la R=-1 şi rσ la

R=+1este necunoscută. S-au propus diferite legi de variaţie, dintre care cele mai cunoscute sunt:

- Gerber:

σσ

−⋅σ=σ −

2

r

m1a 1 , parabolă; (2.16)

45

- Goddman:

σσ

−⋅σ=σ −r

m1a 1 , dreaptă; (2.17)

- Soderberg:

σσ

−⋅σ=σ −c

m1a 1 , dreaptă; (2.18)

- Smith: rm

rm1a /1

/1σσ+σσ−

σ=σ − (2.19)

Diagrame de tip Haigh

Diagrama de tip Haigh studiază dependenţa amplitudinii aσ în funcţie de tensiunea medie mσ [38].

Fiecare punct din planul diagramei reprezintă un ciclu de solicitare cu un anumit coeficient de asimetrie R (figura 2.46).

ϕ

Oσ /2

σR

σ-1

σ /2

σ

A

σ

P Cσ

σ

σ

B

L

Figura 2.46 Diagrama de tip Haigh

Curba ABC reprezintă curba ciclurilor limită sau curba rezistenţei la oboseală, ale

căror coordonate le vom nota cu aLσ şi mLσ . Punctele situate în interiorul diagramei reprezintă cicluri de solicitare nepericuloase iar cele situate în afara diagramei reprezintă cicluri care conduc la rupere prin repetarea lor. Punctele de pe curba ciclurilor aşa cum s-a arătat se caracterizează prin aceea că tensiunea maximă este egală cu rezistenţa la oboseală corespunzătoare unui anumit coeficient de asimetrie R. Astfel pentru punctul L:

RLmaxaLmLPLOP σ=σ=σ+σ=+ (2.20)

Locul geometric al ciclurilor cu acelaşi coeficient de asimetrie, cu ciclul limită L este

dreapta OL. Pentru a demonstra această afirmaţie vom porni de la modul de definiţie a coeficientului de asimetrie:

am

am

max

minRσ+σσ−σ

=σσ

=

de unde:

ma R1R1

σ⋅+−

=σ (2.21)

care reprezintă tocmai ecuaţia dreptei ce trece prin origine în cazul în care R=const.

46

Coeficientul unghiular al acestei drepte:

R1R1tg

+−

=ϕ (2.22)

Pe diagrama din figura 2.46. se remarcă câteva cicluri limită particulare: - punctul A reprezintă ciclul limită simetric (R = -1):

1aLLminLmaxmL 0 −σ=σ=σ=σ⇒=σ - punctul B situat pe prima bisectoare reprezintă ciclul limită pulsant (R = 0)

220Lmax

aLmLσ

=σ

=σ=σ (2.23)

- punctul C corespunde unei solicitări statice (R = +1)

CmLLmaxmmLLmaxaL sauR0 σ=σ=σ=σ=σ=σ (2.24)

Obţinerea unei diagrame Haigh sub formă completă este aproape imposibilă întrucât

necesită încercări la oboseală pentru cicluri cu o infinitate de coeficienţi de asimetrie pornind de la -1 şi până la +1. Ca urmare a acestui fapt, pentru scopuri practice s-au propus unele schematizări ale diagramei Haigh.

Schematizările liniare

a. Schematizarea Goodman care se aplică la materiale care nu au limită de curgere

(figura 2.47) [36]. Ecuaţia dreptei este:

1R m

mL

1

aL =σ

+σσ

−

(2.25)

σ

σ

A

RD

σσ

σ

Figura 2.47 Schematizarea Goodman

b. Schematizarea Soderberg se aplică la materiale tenace (oţeluri) unde nu sunt admise deformaţii plastice (figura 2.48).

47

Ecuaţia dreptei este:

1C

mL

1

aL =σσ

+σσ

−

(2.26)

Cσ - limita de curgere a materialului

σ

σ

A

σD

σσ

σ

Figura 2.48 Schematizarea Soderberg

c. Schematizarea Serensen care introduce în reprezentare un al treilea punct şi anume

punctul B

σσ

2,

200 , reprezentând ciclul limită pulsant (figura 2.49.) [36].

D

σσ/2 σ

σ

σ σ

σ /2σ

A

B

Figura 2.49 Schematizarea Serensen Ecuaţia dreptei AB devine:

1

2 01

10

mL

1

aL =

σ−σ⋅σ⋅σ

σ+

σσ

−

−−

(2.27)

respectiv ecuaţia dreptei BD:

1

2c

mL

0c

c0

aL =+σ

σ+

σ−σ⋅σ⋅σ

σ (2.28)

48

d. Schematizarea Soderberg modificată se aplică atunci când nu există informaţii referitoare la 0σ (figura 2.50).

Rσ

Cσ

E σ

σ σ

σ

σ

A

C'

D

Figura 2.50 Schematizaera Soderberg modificată

Ecuaţia dreptei AD este:

1R m

mL

1

aL =σ

+σσ

−

(2.29)

respectiv ecuaţia dreptei DC:

1c

mL

c

aL =σ

σ+

σσ (2.30)

Schematizări neliniare

a. Schematizarea Gerber în care diagrama Haigh este înlocuită cu o parabolă a

cărei ecuaţie este:

1R

2

m

mL

1

aL =

σ+

σσ

−

(2.31)

de unde:

σ−⋅σ=σ −

2

m

mL1aL R

1 (2.32)

b. Schematizarea Buzdugan în care diagrama Haigh este înlocuită cu o elipsă a

cărei ecuaţie este:

1R

2

m

mL

2

1

aL =

σ+

σσ

−

(2.33)

de unde:

49

2

12

m

mL1aL R

1

σ−⋅σ=σ − (2.34)

c. Schematizarea Kececioghe, Chester şi Dodge prin care diagrama Haigh este înlocuită cu o curbă a cărei ecuaţie este de forma:

1R

2

m

mL

a

1

aL =

σ+

σσ

−

rezultă: a12

m

mL1aL R

1

σ−⋅σ=σ − (2.35)

unde a=2,6 d. Schematizarea Bagci care ia în considerare limita de curgere:

14

c

mL

1

aL =

σ

σ+

σσ

−

de unde:

σ

σ−⋅σ=σ −

4

c

mL1aL 1 (2.36)

În figura 2.51. sunt reprezentate aceste schematizări neliniare.

σσ Rσ

σ σ

Figura 2.51 Schematizări neliniarea a diagramei Haigh

2.4. Stabilirea duratei de viață

În vederea stabilirii duratei de viaţă, pentru fiecare punct de măsură considerat, semnalul aleator ce reprezintă variaţia tensiunii în timp este analizat statistic folosind metoda RAIN – FLOW pentru stabilirea numărului semiciclurilor de solicitare ni de aptitudine constantă Δσi, obţinându-se astfel histograma tensiunilor.

În continuare, folosind ecuaţiile curbelor WÖHLER :

log Ni=log a - m log Δσi (2.37)

50

unde “a” şi “m” sunt coeficienţi ce depind de clasa de concentrare şi probabilitatea de supravieţuire considerată, se calculează deteriorarea cumulată pentru distanţa “d” sau durata pe care s-au făcut înregistrările şi pentru care s-a determinat histograma solicitărilor.

D=Σ(ni/2)Ni=Σni(Δσi)m/2a (2.38)

Durata de viaţă se calculează cu relaţia :

dmax=d/D (2.39)

Stabilirea duratei de viață a structurilor portante ale vagoanelor cisternă cât și a boghiurilor ce echipează împreună cu elementele elastice ce compun suspensia lor oferă rezultate estimative cu un grad înalt de încredere. Aceasta cu atât mai mult cu cât colectivele de solicitare sunt construite și elaborate având la bază rezultate experimentale dobândite pe parcursul căii de rulare în circulația pe cale cu caracteristici aidoma celor pe care urmează să circule vagonul cisternă în exploatarea curentă.

În practica inginerească de cercetare aplicată, previziunile estimării duratei de viață sunt verificate prin încercări în standuri specializate la oboseală. Programele de solicitare respectă în bună măsură colective de solicitare stabilite experimental pe calea de rulare, sau reproduc prin aplicarea unor cicluri de solicitare gradul de deteriorare ce rezultă prin aplicarea colectivului de solicitare. Astfel în mod practic vom obține confirmarea estimată a duratei de viață prin constatări în standul de încercări la oboseală cu nu ăr de kilometri parcurși prin număr de cicluri până la care au apărut deformații remanente, fisuri etc.

51

Capitolul 3. Studiu asupra solicitărilor longitudinale de tip șoc și durată de viață la șoc repetat

3.1. Solicitări asupra vehiculelor de cale ferată provocate de șocul produs la tamponare Forţele care acţionează asupra vehiculului în timpul tamponării La şocul provocat de tamponarea asupra vehiculului acţionează forţa F aplicată longitudinal prin izolatorii de şoc (tampoane , amortizori cuplă centrală). În acelaşi timp, datorită acceleraţiilor imprimate vehiculelor , apar şi acţionează următoarele forţe de inerţie [7], figura 3.1:

Figura 3.1. Forţele care acţionează asupra vehiculului în timpul tamponării şi traductorii utilizaţi pentru determinările experimentale (T, T1, T2 - traductori de

forţă; aC, aB1, aB2 - traductori de acceleraţie)

1. FiV - forţa de inerţie a masei, respectiv greutăţii cutiei şi încărcăturii vehiculului GV: FiV = α GV (3.1)

2. FiB - forţa de inerţie a masei, respectiv greutăţii suspendate a boghiului GB: FiB = α GB (3.2) 3. FiO - forţa de inerţie a masei, respectiv greutăţii osiei GO: FiO = α GO (3.3)

Teoretic se consideră α ca fiind un coeficient de proporţionalitate egal cu:

𝛼 = 𝑎𝑔

(3.4)

unde: a este acceleraţia imprimată;

g este acceleraţia gravitaţională. În figura 3.1 sunt reprezentate forţele de inerţie aplicate în centrele de greutate, respectiv distanţele lor faţă de calea de rulare. Forţa transmisă la şoc F este egală cu:

F = FiV + 2 FiB + 4 FiO (3.5)

52

Asupra fiecărui boghiu acţionează: a) o componentă orizontală FH şi una verticală FV a forţei care reprezintă reacţiunea cutiei în legătura boghiu- şasiu FH = FiB + 2 FiO (3.6) iar:

FV= FiV�hV-h�-2FiB�h-hB�-4FiO�h-hO�lC

(3.7)

unde: h este distanţa forţei F faţă de calea de rulare; hV, hB, hO distanţele centrelor de greutate ale cutiei şi încărcăturii, părţii suspendate a boghiului, respectiv a osiilor vehiculului faţă de calea de rulare;

lC ampatamentul vehiculului. În timpul şocului primul boghiu se încarcă suplimentar cu valoarea FV, al doilea eliberându-se corespunzător. b) forţe de inerţie aplicate în axa fiecărui longeron al boghiului FiB/2 şi în dreptul fiecărei cutii de osii FiO/2; c) forţe care reprezintă reacţiunea verticală transmisă suspensiei de la fiecare roată.

FS= FV4

± FH�hCr-hO�-FiB�hB-hO�2a

(3.8) unde: hCr este distanţa legăturii boghiu-şasiu (crapodina) faţă de calea de rulare; a ampatamentul boghiului.

Pentru reacţiunea verticală transmisă suspensiei se adoptă pentru prima semnul minus, respectiv plus pentru a doua. În vederea determinării experimentale a coeficientului de proporţionalitate α şi componentelor FH şi FV au fost efectuate încercări de tamponare în următoarele condiţii [16]: 1. Vagonul de tamponare având masa m1 = 80 t a tamponat un vagon cu masa m2 = 25,5 t, aflat în stare de repaus şi nefrânat, cu viteze de tamponare cuprinse între (6,0 - 11,6) km/h . 2. Vagonul tamponat a avut două boghiuri amenajate cu traductori de forţă special construiţi , de concepţie proprie [1] [2], figura 3.2, montaţi în traversa crapodinei, figura 3.3 şi figura 3.4. Traductorii de forţă T1, T2, ce măsoară forţa pe trei direcţii ortogonale, au fost astfel fixaţi încât determină forţele pe direcţia longitudinală FH1, FH2, pe verticală FV1, FV2, ale primului respectiv ale celui de al doilea boghiu. 3. În figura 3.1 sunt remarcaţi traductorii utilizaţi .

53

Figura 3.2 Traductor de forţă pe trei direcţii ortogonale

Figura 3.3 Moment din timpul montării traductorului de forţă în traversa crapodinei

Figura 3.4 Moment din timpul montării traductorului de forţă în traversa crapodinei

54

Pentru exemplificare, în cazul tamponării cu viteza v=11,6 km/h parametri determinaţi au fost: - forţa transmisă prin tampoane F = 1.060,5 KN; - acceleraţia longitudinală a boghiului 1, respectiv 2 aB1 = 6,01 g; aB2 = 6,31 g; - acceleraţia cutiei vagonului aC = 6,15 g; - componenta verticală a boghiului 1, respectiv 2 FV1 = 135 KN; FV2 = 80 KN; - componenta orizontală a boghiului 1, respectiv 2 FH1 = 160 KN; FH2 = 100,8 KN. Se desprind următoarele concluzii: 1. Din măsurătorile acceleraţiilor longitudinale ale boghiurilor rezultă coeficientul de proporţionalitate αB1 = 6,01 pentru primul boghiu, respectiv αB2 = 6,31 pentru al doilea. Întrucât greutatea boghiului a fost GB = 4.550 kg, rezultă valorile forţelor orizontale FH1 = 273,4 KN, respectiv FH2 = 287,0 KN. 2. Valorile determinate experimental cu traductorii de forţă T1, respectiv T2, pentru componentele orizontale FH1 şi FH2 sunt mult sub valoarea celor care rezultă folosind coeficienţii de proporţionalitate αB1 şi αB2 stabiliţi prin măsurarea acceleraţiilor pe direcţia longitudinală aB1 şi aB2. Se constată că FH1 > FH2. 3. Valorile forţelor verticale determinate experimental confirmă încărcarea suplimentară în sens vertical al primului boghiu cu FV1= 135 KN şi descărcarea aproape completă al celui de al doilea cu FV2 = - 80 KN. 4. Folosind coeficienţii de proporţionalitate αB1 , αB2 ai boghiurilor, respectiv αC = 6,15 a cutiei vagonului, s-a calculat componenta verticală FV = 58,24 KN utilizând relaţia (3.7). Se constată o diferenţă mare între valorile forţelor măsurate experimental în sens vertical cu traductorii de forţă şi valorile determinate cu coeficienţii de proporţionalitate αB1, αB2 şi αC. 5. Coeficientul de proporţionalitate, acceptat teoretic ca fiind raportul dintre acceleraţia imprimată vehiculului şi acceleraţia gravitaţională, nu poate fi utilizat sub această formă la calculele teoretice ale forţelor FH, FV, FiV, FiB , FiO, FS , F. Mărimea coeficientului de proporţionalitate α depinde de factorul energetic specific 2β, în sensul că valorile lui scad odată cu creşterea lui 2β. 6. Experimental se constată o încărcare superioară în sens vertical FV1 şi în sens orizontal FH1, a boghiului 1. Boghiul 2, la aplicarea forţei transmise vagonului F la tamponare, are tendinţa de a se descărca complet în sens vertical, fiind necesar să se verifice comportarea legăturii boghiu-şasiu la tamponarea vagonului aflat în stare neîncărcat. În această situaţie, forţa de apăsare a vagonului pe boghiu GV/2 poate fi anulată de componenta verticală FV2 care acţionează în sens contrar. Solicitările structurilor de rezistenţă ale boghiurilor în timpul procesului de tamponare sunt determinate de: - forţa orizontală FH, aplicată în legătura boghiu-şasiu; - forţa verticală (GV/2 ± FV), aplicată în legătura boghiu-şasiu; - momentul datorat forţei de inerţie a maselor suspendate a boghiului FiB şi forţei FH, care încarcă în sens vertical osia a doua a boghiului şi descarcă prima osie, în sprijinul cadrului boghiului pe suspensie, cu valoarea:

𝐹𝑆∗ = ±FH�hCr-hO�-FiB�hB-hO�

2a (3.9) Solicitările structurii de rezistenţă a cutiei vehiculului în timpul procesului de tamponare sunt determinate de: - greutatea cutiei şi încărcăturii vehiculului GV = GC + GÎ; - forţa F transmisă prin izolatorii de şoc cutiei vehiculului;

55

- forţa de inerţie FiV datorată greutăţii cutiei vehiculului GC şi a încărcăturii transportate GÎ; - forţele FH şi FV , aplicate în legătura boghiu-şasiu. 3.2. Desfășurarea procesului de tamponare. Caracteristici energetice specifice. Pe lângă masele şi vitezele lor, vehiculele care participă la tamponare mai pot avea o serie de deosebiri şi particularităţi, cum ar fi:

- vehiculele să fie echipate cu izolatori de şoc diferiţi în privinţa caracteristicile lor: cursa maximă, forţa la cursă maximă, energia potenţială de deformaţie înmagazinată şi disipată în regim dinamic, forma de variaţie dintre forţă şi contracţie, etc.

- structurile de rezistenţă ale cutiei, şasiului şi boghiurilor vehiculelor să prezinte deosebiri în ceea ce priveşte comportarea elastică la forţele aplicate care apar la tamponare şi, deci, valori diferite ale energiilor de deformaţie înmagazinate sau disipate;

- elementele elastice care echipează suspensia vehiculelor (arcuri, amortizori) să aibă rigidităţi şi coeficienţi de amortizare care să difere foarte mult;

- vehiculele să fie dotate cu echipamente, mecanisme sau amenajări diferite; - cantitatea, natura şi distribuţia încărcăturii (persoane, bagaje, marfă în vrac sau

ambalată, containere, platforme auto, etc.) să prezinte deosebiri considerabile. În vederea descrierii etapelor şi momentelor semnificative ale procesului de tamponare este necesar să fie stabilite o serie de definiţii şi notaţii. 3.2.1. Definiţii şi notaţii În continuare se vor folosi următoarele definiţii şi notaţii: - We - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de izolatorii de şoc ai vehiculelor; - Wa - energia potenţială de deformaţie disipată de izolatorii de şoc ai vehiculelor; - η - factorul de disipare a izolatorilor de şoc ai vehiculelor, care reprezintă raportul dintre energia potenţială de deformaţie disipată şi cea înmagazinată de izolatorii de şoc

ea W/W=η ; (3.10) - ∗

1eW , ∗2eW - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de izolatorii de şoc ai

vehiculului de tamponare 1, respectiv ai vehiculului tamponat 2 (tampoane sau amortizor cuplă centrală)

e2e1e WWW =+ ∗∗ ; (3.11) - We3, We4 - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de tamponul 3, respectiv 4, al vehiculului de tamponat 1; - We1, We2 - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de tamponul 1, respectiv 2, al vehiculului tamponat 2

; WWW

; WWW

2e2e1e

1e4e3e∗

∗

=+

=+ (3.12)

56

- ∗1aW , ∗

2aW - energia potenţială de deformaţie disipată de izolatorii de şoc ai vehiculului de tamponare 1, respectiv ai vehiculului tamponat 2

a2a1a WWW =+ ∗∗ ; (3.13) - Wa3, Wa4 - energia potenţială de deformaţie disipată de tamponul 3, respectiv 4, al vehiculului de tamponare 1; - Wa1, Wa2 - energia potenţială de deformaţie disipată de tamponul 1, respectiv 2, al vehiculului tamponat 2

; WWW

; WWW

2a2a1a

1a4a3a∗

∗

=+

=+ (3.14)

- ∗∗ ηη 11 , - factori de disipare ai izolatorilor de şoc ai vehiculului 1, respectiv 2, care reprezintă raportul dintre energia potenţială de deformaţie disipată şi cea înmagazinată a tampoanelor sau a amortizorului cuplă centrală, care echipează cele două vehicule

∗

∗∗

∗

∗∗ =η=η

2e

2a2

1e

1a1 W

W

WW ; (3.15)

- η3 , η4 - factori de disipare ai tampoanelor 3, respectiv 4, care echipează vehiculul de tamponare 1 şi care reprezintă raportul dintre energia potenţială de deformaţie disipată şi energia potenţială de deformaţie înmagazinată de tamponul 3, respectiv tamponul 4

4e

4a4

3e

3a3 W

W

WW

=η=η ; (3.16)

- η1, η2 - factori de disipare ai tampoanelor 1, respectiv 2, care echipează vehiculul tamponat 2 şi care reprezintă raportul dintre energia potenţială de deformaţie disipată şi energia potenţială de deformaţie înmagazinată de tamponul 1, respectiv tamponul 2

2e

2a2

1e

1a1 W

W

WW

=η=η ; (3.17)

- Wes1, Wes2 - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de structurile de rezistenţă ale cutiei, şasiului şi boghiurilor vehiculului de tamponare 1, respectiv ale vehiculului tamponat 2; - Wes - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de structurile de rezistenţă ale vehiculelor

2es1eses WWW += ; (3.18)

- Was1, Was2 - energia potenţială de deformaţie disipată de structurile de rezistenţă ale cutiei, şasiului şi boghiurilor vehiculului de tamponare 1, respectiv ale vehiculului tamponat 2; - Was - energia potenţială de deformaţie disipată de structurile de rezistenţă ale vehiculelor

2as1asas WWW += ; (3.19)

57

- WeB1, WeB2 - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de elementele elastice care formează suspensia vehiculului 1, respectiv 2; - WeB - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de elementele elastice care formează suspensia vehiculelor

2eB1eBeB WWW += ; (3.20) - WaB1, WaB2 - energia potenţială de deformaţie disipată de elementele elastice care formează suspensia vehiculului 1, respectiv 2; - WaB - energia potenţială de deformaţie disipată de elementele elastice care formează suspensia vehiculelor

2aB1aBaB WWW += ; (3.21)

- Wev1, Wev2 - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de structura de rezistenţă şi de elementele elastice ale suspensiei vehiculului 1, respectiv 2

; WWW; WWW

2eB2es2ev

1eB1es1ev

+=+=

(3.22)

- Wev - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de structurile de rezistenţă şi elementele elastice ale suspensiei vehiculelor

2ev1evev WWW += ; (3.23)

- Wav1, Wav2 - energia potenţială de deformaţie disipată de structura de rezistenţă şi elementele elastice ale suspensiei vehiculului 1, respectiv 2

; WWW

; WWW

2aB2as2av

1aB1as1av

+=+=

(3.24)

- Wav - energia potenţială de deformaţie disipată de structurile de rezistenţă şi elementele elastice ale suspensiei vehiculelor

2av1avav WWW += ; (3.25)

- ν1, ν2 - factori de disipare ai structurii de rezistenţă şi ai elementelor elastice ale suspensiei vehiculului 1, respectiv 2, care reprezintă raportul dintre energia potenţială de deformaţie disipată şi cea înmagazinată de acestea

2ev

2av2

1ev

1av1 W

W

WW

=ν=ν ;

(3.26)

- ν - factor de disipare a structurilor de rezistenţă şi elementelor elastice ale suspensiei vehiculelor

58

ev

av

WW

=ν ; (3.27)

- Weî1, Weî2 - energia potenţială înmagazinată de amenajări, dotări funcţionale şi încărcătura vehiculului de tamponare 1, respectiv tamponat 2; - Weî - energia potenţială înmagazinată de amenajări, dotări funcţionale şi încărcătura vehiculelor

2eî1eîeî WWW += ; (3.28)

- Waî1, Waî2 - energia potenţială disipată de amenajări, dotări funcţionale şi încărcătura vehiculului de tamponare 1, respectiv tamponat 2; - Waî - energia potenţială disipată de amenajări, dotări funcţionale şi încărcătura vehiculelor

2aî1aîaî WWW == ; (3.29)

- τ - factor de disipare a amenajărilor, dotărilor funcţionale şi încărcăturii vehiculelor

eî

aî

WW

=τ ; (3.30)

- 21 , ττ - factori de disipare ai amenajărilor, dotărilor funcţionale şi încărcăturii vehiculelor 1, respectiv 2, care reprezintă raportul dintre energia potenţială disipată şi cea înmagazinată de acestea:

2eî

2aî2

1eî

1aî1 W

W ;

WW

=τ=τ ; (3.31)

- Ec1, Ec2 - energia cinetică a vehiculelor de tamponare 1, respectiv tamponat 2, la momentul t = 0; - Ec - energia cinetică a vehiculelor la momentul t = 0

2c1cc EEE += ; (3.32) - E12 - energia cinetică a vehiculelor de tamponare 1, respectiv tamponat 2, la momentul 12tt = , când )t(v)t(v 21 = şi procesul de transformare a energiei cinetice a vehiculelor în energie potenţială de deformaţie se încheie; - *

2c*1c E ,E - energia cinetică a vehiculelor de tamponare 1, respectiv tamponat 2, la

momentul *12tt = , moment de la care vitezele momentane ale vehiculelor rămân constante

până la momentul t2 şi egale cu ∗1v , respectiv ∗

2v ; - *

cE - energia cinetică a vehiculelor pe intervalul de timp ( 2*12 tt − ), inclusiv

momentul t2

∗∗∗ += 2c1cc EEE ; (3.33)

- Ep1, Ep2 - energia potenţială înmagazinată a vehiculelor de tamponare 1, respectiv tamponat 2

59

Ep1 = We1 + Wev1 + Weî1 ; (3.34)

Ep2 = We2 + Wev2 + Weî2 ; - Ep - energia potenţială a vehiculelor

Ep = Ep1 + Ep2 = We + Wev + Weî ; (3.35) - Ea1, Ea2 - energia potenţială disipată a vehiculelor de tamponare 1, respectiv tamponat 2, la momentul t = t2 Ea1 = Wa1 + Wav1 + Waî1 ;

(3.36) Ea2 = Wa2 + Wav2 + Waî2 ;

- Ea - energia potenţială disipată în procesul de tamponare a vehiculelor la momentul t = t2

aîava2a1aa WWWEEE ++=+= . (3.37)

3.2.2. Desfăşurarea procesului de tamponare Prin considerarea legii conservării impulsului şi energiei, în cursul procesului de tamponare se remarcă următoarele momente sau intervale de timp semnificative: 1. La momentul t = t1 = 0, care constituie momentul debutului tamponării, vehiculele au vitezele v1, respectiv v2, astfel încât

2vm

2vmEEE

222

211

2c1cc +=+= . (3.38)

2. În intervalul de timp t = 0 până la t = t12 are loc transformarea unei părţi din energia cinetică a vehiculelor în energie potenţială. Astfel, izolatorii de şoc (tampoane sau amortizori cuplă centrală), structura de rezistenţă a vehiculelor şi elementele elastice care echipează suspensia datorită caracteristicilor elastice, precum şi amenajările, dotările funcţionale şi încărcătura vehiculelor înmagazinează energie potenţială. Rezultă

)t(E2

)t(vm2

)t(vm2vm

2vm

p

222

211

222

211 ++=+ , 3.39)

iar Ep(t) este : )t(W)t(W)t(W)t(E eîevep ++= . (3.40)

3. La momentul t = t12 cele două vehicule au vitezele egale v1(t) = v2(t) = v12, procesul de transformare a energiei cinetice în energie potenţială înmagazinată încetează, Ep atinge valoarea maximă. Astfel:

)t(E2

v)mm(2vm

2vm

12p

212

21

222

211 ++=+ , (3.41)

unde eîeve12pp WWW)t(EE ++== . (3.42)

60

4. Pe intervalul de timp ( ∗− 1212 tt ) se produc următoarele:

- energia cinetică totală Ec(t) = Ec1(t) + Ec2(t) a vehiculelor creşte datorită transformării energiei potenţiale înmagazinate în energie cinetică. Acest fapt are loc cu precădere pe prima porţiune a intervalului ( ∗− 1212 tt ); - timpul t12 marchează debutul disipării energiei potenţiale înmagazinate care continuă şi după timpul ∗

12t . Legea conservării energiei între momentul t = 0 şi un moment care aparţine intervalului ( ∗− 1212 tt ) este:

)t(E)t(E2

)t(vm2

)t(vm2vm

2vm

ap

222

211

222

211 +++=+ , (3.43)

unde: - Ep(t) este energia potenţială înmagazinată existentă încă la acest moment

)t(W)t(W)t(W)t(E eîevep ++= ; (3.44)

- Ea este energia potenţială disipată până la acest moment

)t(W)t(W)t(W)t(E aîavaa ++= . (3.45)

5. În momentul ∗= 12tt vitezele vehiculelor au atins valorile ∗1v (vehiculul de tamponare)

şi ∗2v (vehiculul tamponat). Energia cinetică a vehiculelor a atins astfel valoarea

∗∗∗ += 2c1cc EEE . Suma dintre energia potenţială înmagazinată existentă încă în acest moment şi energia potenţială disipată până la acest moment este egală cu energia potenţială disipată în procesul de tamponare

a2a12a12p E)t(E)t(E)t(E ==+ ∗∗ . (3.46) Astfel se poate scrie:

)t(E)t(E2vm

2vm

2vm

2vm

12a12p

2*22

2*11

222

211 ∗∗ +++=+ . (3.47)

6. Aplicând legea conservării energiei între momentul t = 0 şi un moment al intervalului ( 12

*12 tt − ), rezultă

)t(E)t(E2vm

2vm

2vm

2vm

ap

2*22

2*11

222

211 +++=+ , (3.48)

cu menţiunea că pe acest interval

a2aap E)t(E)t(E)t(E ==+ . (3.49)

7. Momentul t = t2 , care marchează finalul procesului de tamponare, este momentul în care procesul de transformare a energiilor cinetice, potenţiale sau disipate ia sfârşit. Astfel

61

a

2*22

2*11

222

211 E

2vm

2vm

2vm

2vm

++=+ , (3.50)

sau: a

*ca

*2c

*1c2c1cc EEEEEEEE +=++=+= . (3.51)

3.2.3. Caracteristicile energetice ale şocului provocat de tamponare. Factorul 2β. Împotriva şocurilor care solicită în exploatare în sens longitudinal, vehiculele feroviare sunt echipate cu izolatori de şoc (tampoane, amortizori cuplă centrală). Cu cât capacitatea de înmagazinare a energiei potenţiale de deformaţie a izolatorului de şoc este mai ridicată cu atât energia potenţială înmagazinată care revine vehiculelor este mai mică. Utilizarea unor tampoane sau amortizori cuplă centrală având caracteristici dinamice ridicate are următoarele consecinţe: - scăderea spectaculoasă a forţelor maxime transmise vehiculelor cu consecinţe directe asupra protejării structurilor de rezistenţă prin micşorarea deformaţiilor specifice, respectiv a tensiunilor provocate de şocul tamponării; - coborârea nivelului acceleraţiilor transmise vehiculelor la valori care asigură o protecţie necesară a mărfurilor, amenajărilor şi dotărilor vehiculelor, precum şi un confort sporit al călătorilor.

În continuare se definesc următorii factori energetici specifici a căror variaţie funcţie de viteza de tamponare v = v1 - v2 reprezintă caracteristicile energetice ale şocului provocat de tamponarea vehiculelor în timpul procesului de tamponare (0 - t2):

1. Factorul 2β, care caracterizează şocul vehiculelor feroviare,

f(v) 2 =β (3.52) reprezintă raportul dintre energia potenţială de deformaţie înmagazinată de izolatorii de şoc We şi energia potenţială înmagazinată de sistemul celor două vehicule Ep

p

e

EW

2 =β . (3.53)

Pentru cele două vehicule

p

2e1e

p

4e3e

p

*2e

p

*1e

21 EWW

EWW

EW

EW

2+

++

=+=β+β=β . (3.54)

Dacă vehiculele sunt echipate cu izolatori de şoc identici, atunci β=β=β 21 . 2. Factorul f(v) 2 =λ este raportul dintre energia potenţială de deformaţie înmagazinată de structurile de rezistenţă ale vehiculelor Wes şi Ep

21p

2es

p

1es

p

es

EW

EW

EW

2 λ+λ=+==λ . (3.55)

Dacă vehiculele sunt identice din acest punct de vedere, atunci

λ1 = λ2 = λ. .

62

3. Factorul f(v) 2 =δ reprezintă raportul dintre energia potenţială de deformaţie înmagazinată de elementele elastice care formează suspensia vehiculelor WeB şi Ep

21p

2eB

p

1eB

p

eB

EW

EW

EW

2 δ+δ=+==δ . (3.56)

Dacă suspensiile vehiculelor sunt identice, se poate considera că

δ1 = δ 2 = δ.

4. Factorul f(v) 2 =χ reprezintă raportul dintre energia potenţială înmagazinată de amenajările, dotările funcţionale şi încărcătura vehiculelor Weî şi Ep

21p

2eî

p

1eî

p

eî

EW

EW

EW

2 χ+χ=+==χ . (3.57)

Dacă vehiculele sunt identice din acest punct de vedere, atunci

χ1 = χ2 = χ . Este evident că

1E

WWWW 2 2 2 2

p

eîeBese =++

=χ+δ+λ+β . (3.58)

Este extrem de important faptul că structurile de rezistenţă, elementele elastice care formează suspensia, amenajările funcţionale, precum şi natura sau cantitatea încărcăturilor sunt stabilite de alte criterii definitorii decât cel al răspunsului la şocul longitudinal provocat de tamponare.

Rezultă că singura posibilitate practică de diminuare a efectelor şocului este creşterea energiei potenţiale de deformaţie înmagazinată de izolatorii de şoc. Astfel se explică de ce se poate considera că factorul f(v) 2 =β reprezintă factorul energetic specific care caracterizează fenomenul de şoc la vehicule feroviare. Această caracteristică energetică specifică influenţează în mod direct consecinţele nedorite ale şocului: - deformaţii permanente ale elementelor structurilor de rezistenţă ale vehiculelor; - deteriorarea amenajărilor şi dotărilor funcţionale; - integritatea mărfurilor transportate şi a sistemelor de ancorare, fixare şi ambalare; - consecinţe care trebuie luate în considerare la aprecierea confortului călătorilor. La tamponarea a două vehicule cu viteza relativă v, energia potenţială care revine vehiculelor pE ) 2 2 2( χ+δ+λ este rezultatul lucrului mecanic efectuat de forţele transmise la tamponarea vehiculelor. În vederea coborârii nivelului forţelor transmise la tamponare există două soluţii: 1. Modificarea elementelor vehiculului care să determine o creştere a flexibilităţii lor; 2. Creşterea capacităţii de înmagazinare, respectiv a factorului 2β, prin folosirea unor izolatori de şoc cu caracteristici dinamice superioare. Atât în faza de proiectare, dar cu atât mai mult în faza de prototip sau vehicul existent în exploatare, a doua soluţie este adoptată în general de către constructorii de vehicule.

63

Factorul 2β, ca factor energetic specific care caracterizează fenomenul de şoc, a fost adoptat ulterior şi de comisia de experţi ai Uniunii Internaţionale a Căilor Ferate Europene (UIC) B 36.

Se defineşte factorul energetic specific β ca fiind

k31

2

EEW−

=β , (3.59)

unde: - W2 - energia înmagazinată de vagon şi încărcătură la momentul contracţiei maxime a izolatorilor de şoc (deci la momentul considerat de noi t12); - E1 - energia înainte de tamponare (la momentul considerat de noi t = t1 = 0); - E3k – energia cinetică în momentul contracţiei maxime a tampoanelor (la momentul considerat de noi t12); În continuare, având energia înmagazinată de vagon şi încărcătură

)E(E W k312 −β= , (3.60)

se obţine energia înmagazinată de tampoane sau amortizorii cuplă centrală la momentul contracţiei maxime a lor (moment considerat de noi t12)

)E(E )1(W k31 −β−= . (3.61)

Folosind notaţiile adoptate, avem

. EEE; WW

; WWWW; 21

pk31

e

eîeBes2

=−=

++=β−=β

(3.62)

Astfel adoptat, factorul β defineşte o caracteristică energetică specifică, care este de fapt o consecinţă a şocului provocat la tamponare şi nu un factor determinant pentru răspunsul sistemului mecanic format de vehicule şi izolatorii de şoc. Este evident că energia înmagazinată de vehicule şi încărcătura lor este determinată de capacitatea de înmagazinare a energiei potenţiale de deformaţie a izolatorilor de şoc. De fapt, izolatorii de şoc au rolul de a proteja vehiculul, nu vehiculul izolatorii de şoc. Ţinând cont de aceste consideraţii, apare firească adoptarea caracteristicii energetice specifice care caracterizează fenomenul de şoc la vehicule feroviare prin factorul 2β, definit anterior, adică

2β = We / Ep .

3.3 Forțe și accelerații transmise vehiculelor la tamponare

Şocul provocat de tamponare are ca efect transmiterea unor forţe şi acceleraţii care pot determina consecinţe nedorite asupra structurilor de rezistenţă, amenajărilor, călătorilor şi mărfurilor transportate în vehiculele feroviare. În vederea micşorării forţelor şi acceleraţiilor transmise şi, în consecinţă, a efectelor nedorite ale şocului, vehiculele feroviare sunt echipate cu izolatori de şoc. Capacitatea de

64

înmagazinare a energiei potenţiale de deformaţie a izolatorilor de şoc, evidenţiată de factorul 2β, influenţează direct mărimea forţelor şi acceleraţiilor transmise vehiculelor, precum şi nivelul energiei potenţiale (1 - 2β)Ep care revine vehiculelor, respectiv efectele provocate de şoc în procesul de tamponare. În consecinţă, la proiectarea şi construcţia vehiculelor feroviare există tendinţa creşterii capacităţii de înmagazinare a energiei potenţiale de deformaţie a izolatorilor de şoc în scopul scăderii nivelelor forţelor şi acceleraţiilor transmise vehiculelor la tamponare [9]. 3.3.1. Determinarea forţelor şi acceleraţiilor transmise vehiculelor la tamponare În exploatarea vehiculelor feroviare există tendinţa de creştere a vitezelor de circulaţie, de micşorare a timpului de formare a trenurilor la cocoaşa de triere, precum şi de creştere a sarcinii pe osie. În consecinţă, forţele şi acceleraţiile transmise vehiculelor ca rezultat al tamponării ating valori relativ mari, care trebuie considerate la concepţia, proiectarea şi construirea vehiculelor feroviare. O serie de autori au încercat să stabilească teoretic expresii matematice ale forţelor şi acceleraţiilor transmise vehiculelor în procesul de tamponare. Iosef Friedrichs şi Karlheinz Buttler în lucrarea “Calculation of Buffer Gear for Railway Trucks” consideră cazul general al tamponării a două vagoane. Vagonul de tamponare, având masa m1 şi viteza v1, loveşte un vagon tamponat, de masă m2 şi viteză v2 (v1 > v2). Vagoanele sunt echipate cu izolatori de şoc (tampoane sau izolatori cuplă centrală), având rigiditatea K1 pentru vagonul de tamponare, respectiv K2 pentru vagonul tamponat. Rigiditatea K a sistemului format de cele două vagoane este

21

21

KKKKK+

= . (3.63)

În timpul procesului de tamponare, la timpul t = t12, vagoanele se deplasează cu aceeaşi viteză v12 , moment la care se consideră că forţele şi acceleraţiile transmise ating valorile maxime. Prin considerarea legii impulsului, între momentul iniţial t = 0 şi momentul t = t12 rezultă valoarea vitezei v12

2121

221112 v v)1(

mmvmvmv ϕ+ϕ−=

++

= , (3.64)

unde ϕ este factorul de masă

21

2

mmm+

=ϕ . (3.65)

La acest moment t = t12 , în sistemul format, fiecare vagon tamponează un obstacol cu

masă infinită, aflat între cele două vagoane, cu viteze având sens contrar: - viteza vagonului de tamponare

)v(v vv 21121 −ϕ=− ; (3.66) - viteza vagonului tamponat

)v(v )1(vv 21121 −ϕ−−=− ; (3.67) Rigiditatea izolatorilor de şoc pentru sistemul redus al celor două vagoane devine K/ϕ pentru vagonul de tamponare, respectiv K / (1 - ϕ ) pentru vagonul tamponat.

65

Admiţând o variaţie liniară între forţa transmisă vagonului şi contracţia izolatorilor de şoc, energia potenţială de deformaţie înmagazinată este

2K /FW 2maxe = . (3.68)

S-a considerat că energia potenţială de deformaţie înmagazinată de izolatorii de şoc este egală cu energia potenţială a sistemului celor două vagoane şi, respectiv, cu energia cinetică a vagoanelor, transformată în energie potenţială până la momentul când viteza relativă dintre vagoane este nulă, care corespunde momentului t = t12 şi vitezei comune de deplasare a celor două vagoane v12. Energia cinetică transformată în energie potenţială este

221

12

212

22

212

1p )v(v

2m

2)v(v)1(m

2)v(vmE −ϕ=

−−ϕ+

−ϕ= . (3.69)

Egalând relaţiile (3.68) şi (3.69), rezultă forţa maximă transmisă la tamponarea cu viteza de tamponare (v1 - v2)

Km )v(vF 121max ϕ−= . (3.70)

Acceleraţiile maxime imprimate celor două vagoane sunt: - pentru vagonul de tamponare

1

211

max1max m

K )v-(vm

Fa ϕ

−== ; (3.71)

- pentru vagonul tamponat

max12

1

2

max2max a

mm -

mF

a == . (3.72)

Se remarcă faptul că autorii au determinat forţa maximă transmisă vehiculelor şi acceleraţiile imprimate lor admiţând următoarele: - energia potenţială Ep, în procesul de tamponare, este înmagazinată în totalitate de izolatorii de şoc, astfel încât Ep = We ; - izolatorii de şoc au o variaţie liniară între forţă şi contracţie. În continuare, în lucrarea “Dehnungsmessungen beim Auflanfstaβ”, B. Richter admite că o parte r din energia potenţială din procesul de tamponare este înmagazinată de încărcătura vagoanelor, astfel încât energia potenţială de deformaţie preluată de izolatorii de şoc este

pe E )r-(1W = . (3.73) Prin folosirea relaţiei (12.86) rezultă:

2211e )v(v )r-(1 )2/m(W +ϕ= . (3.74)

În consecinţă, expresia forţei maxime transmise în procesul de tamponare, în condiţiile echipării vehiculelor cu izolatori de şoc care au o variaţie liniară între forţă şi contracţie, are forma

66

r)-(1K mm

mm )v(vF21

2121max +

−= (3.75)

sau r)-(1 Km )v(vF 121max ϕ−= . (3.76)

Acceleraţiile maxime transmise celor două vehicule sunt: - pentru vagonul de tamponare

1

211

max1max m

r)-(1K )v-(vm

Fa ϕ

−== ; (3.77)

- pentru vagonul tamponat

max12

1

2

max2max a

mm -

mF

a == . (3.78)

Expresiile de calcul stabilite pentru forţa transmisă la tamponare (3.70), (3.76) şi pentru acceleraţiile imprimate vehiculelor pot fi utilizate numai în condiţiile echipării vehiculelor cu izolatori de şoc care au variaţie liniară între forţă şi contracţie. Pentru vehiculele echipate cu izolatori de şoc, care au elemente elastice cu caracteristici dinamice hidrostatice sau hidrodinamice, ori sunt confecţionate din cauciuc, expresiile nu pot fi utilizate, întrucât forma de variaţie a forţei în funcţie de contracţie nu este liniară, şi în plus, depinde de viteza de tamponare (v1 - v2).

În cazul unor viteze de tamponare (v1 - v2), care determină forţe transmise ce provoacă atingerea cursei maxime ale izolatorilor de şoc, expresiile stabilite nu pot fi folosite. În figura 3.5 s-a prezentat sistemul elastic format de elementele elastice ale tampoanelor vehiculelor şi elementele elastice care reprezintă structurile de rezistenţă ale vagoanelor care participă la tamponare. Se adoptă notaţiile:

KV - rigiditatea structurii de rezistenţă a vagonului în sens longitudinal; KT - rigiditatea elementelor elastice ale tamponului; FT - forţa transmisă prin tampon, care produce atingerea contracţiei maxime a tamponului. În cazul unei tamponări între două vagoane de acelaşi tip, deci KV1 = KV2 = KV, echipate cu tampoane identice de rigiditate KV (care au o variaţie liniară între forţă şi contracţie), energia potenţială de deformaţie înmagazinată de tampoane şi vagoane până la atingerea forţei 2FT, transmisă vagoanelor, este EpT

s

2T

pT K 2F 4E = , (3.79)

Figura 3.5 Sistem elastic care participă la tamponare

67

unde Ks este rigiditatea sistemului elastic format

)2/K(K)2/K(K

KvT

vTs +

⋅= . (3.80)

S-a considerat că energia potenţială de deformaţie înmagazinată după consumarea cursei tampoanelor este

2/K 2

FE

v

2max

pv = . (3.81)

Astfel , folosind relaţiile (3.79), (3.81) şi considerând că:

pvpTp EEE += , (3.82)

energia potenţială în procesul de tamponare (3.79) este

2/K 2F

K 2F 4

2)v(v

mmmmE

v

2max

s

2T

221

21

21p +=

−+

= , (3.83)

de unde rezultă expresia forţei maxime transmise la tamponare, varianta Buschmann

s

v2T

v2

21

21

21max K

2/KF 4

2K)v(v

mmmmF −

−+

= . (3.84)

Este necesar ca expresia (3.84) să fie corectată în sensul considerării energiei potenţiale reale înmagazinată de structurile vagoanelor. Energia potenţială de deformaţie înmagazinată până la atingerea forţei transmise 2FT se compune din energia potenţială de deformaţie înmagazinată de tampoane şi de structurile vagoanelor şi are valoarea EpT (3.79).

După consumarea cursei tampoanelor, în momentul atingerii contracţiei fC, sistemul înmagazinează energie potenţială de deformaţie numai în contul structurii vagoanelor şi contracţiei (fmax – fc). Astfel, energia potenţială de deformaţie înmagazinată de structurile vagoanelor după momentul atingerii forţei 2FT este *

pvE

2 /K 2F 4F

Ev

2T

2max*

pv−

= .

(3.85) Din egalitatea

2/K 2F 4F

K 2F 4

2)v(v

mmmmE

v

2T

2max

s

2T

221

21

21p

−+=

−+

= (3.86)

rezultă expresia forţei transmise la tamponare, varianta Buschmann corectată

1K

2/KF 4

2K)v(v

mmmmF

s

v2T

v2

21

21

21max −−

−+

= , (3.87)

68

care poate fi folosită în cazurile de tamponare a vagoanelor echipate cu tampoane ce au elemente elastice la care variaţia forţei transmise funcţie de contracţie este liniară. Varianta corectată şi propusă a expresiei forţei transmise la tamponare poate fi folosită şi în cazul tamponării vehiculelor care sunt echipate cu amortizori cuplă centrală, prin adoptarea unei rigidităţi adecvate sistemului elastic

)2/K2(K

)2/K(KK

vc

vc*s += (3.88)

unde: Kc - rigiditatea amortizorului cuplă centrală care echipează vagoanele ce participă la tamponare. Adoptând notaţiile: 2FT = Fc - forţa transmisă vagoanelor la care contracţia izolatorilor de şoc este maximă; vc - viteza de tamponare la care se atinge contracţia maximă a izolatorilor de şoc (tampoane şi amortizori cuplă centrală); v = v1 - v2 - viteza de tamponare, relaţia (3.86) devine:

2/K 2FF

K 2F

2v

mmmmE

v

2c

2max

*s

2c

2

21

21p

−+=

+= . (3.89)

La atingerea vitezei cv , respectiv a forţei transmise FC , se poate scrie relaţia

*s

2c

2c

21

21p K 2

F2

vmm

mmE =+

= . (3.90)

Folosind relaţiile (3.89) şi (3.90), rezultă expresia forţei transmise la tamponarea a două vehicule de acelaşi tip, echipate cu izolatori de şoc identici a căror variaţie dintre forţă şi contracţie este liniară

2K )v(v

mmmmFF v

2c

2

21

212cmax

−+

+= . (3.91)

Această formă a expresiei forţei transmise la tamponare presupune cunoaşterea lui Fc. Acest fapt este posibil prin cunoaşterea caracteristicilor statice ale izolatorilor de şoc, care nu se modifică în regim dinamic în funcţie de viteza de deformaţie la elementele elastice care au o variaţie liniară între forţă şi contracţie. Viteza vc rezultă din relaţia (3.90)

*s21

21cc K

1mm

mm Fv ⋅+

= . (3.92)

Ambele relaţii (3.87) şi (3.91) pot fi utilizate la calculul forţei transmise la tamponare, impunându-se necesitatea cunoaşterii valorilor rigidităţilor KT , KC , KV . Pentru izolatorii de şoc care au o variaţie liniară între forţă şi contracţie, rigiditatea elementelor elastice ale tamponului KT sau ale amortizorului cuplă centrală KC se pot stabili experimental, determinând caracteristicile elastice statice. Rigiditatea vehiculelor feroviare KV în sens longitudinal se poate adopta funcţie de tipul vehiculului.

69

3.3.2. Expresia forţei transmise la tamponare generalizată Expresiile teoretice ale forţei transmise, prezentate anterior, pot fi utilizate numai în condiţiile echipării vehiculelor cu izolatori de şoc care au o variaţie liniară între forţă şi contracţie. Vehiculele feroviare pot fi echipate cu izolatori de şoc ale căror elemente elastice să aibă o variaţie neliniară între forţă şi contracţie. Se defineşte, pentru izolatorii de şoc de orice tip de variaţie a forţei funcţie de contracţie, coeficientul de plenitudine p, care reprezintă raportul dintre energia potenţială de deformaţie înmagazinată şi produsul dintre forţa maximă transmisă şi contracţia maximă ale izolatorului de şoc. În cazul tamponării a două vehicule care sunt echipate cu izolatori de şoc de tipuri diferite, coeficientul de plenitudine este: - pentru izolatorii de şoc ai vehiculului de tamponare:

1max

*1e

1 fFW

p = ; (3.93)

- pentru izolatorii de şoc ai vehiculului tamponat:

2max

*2e

2 fFW

p = , (3.94)

unde *2e

*1e W ,W - energia potenţială de deformaţie a izolatorilor de şoc ai vehiculului de

tamponare, respectiv tamponat; f1, f2 - contracţia maximă a izolatorilor de şoc ai vehiculului de tamponare, respectiv tamponat. S-a considerat că tampoanele unui vehicul au aceeaşi energie potenţială de deformaţie înmagazinată şi aceeaşi contracţie. În continuare, se defineşte rigiditatea convenţională KT a tamponului, respectiv a amortizorului cuplă centrală KC , ca fiind raportul dintre forţa maximă transmisă şi contracţia maximă a izolatorului de şoc la o viteză de tamponare v: - pentru izolatorii de şoc ai vehiculului de tamponare:

1

max1C

1

max1T f

FK ;

f2/F

K == ; (3.95)

- pentru izolatorii de şoc ai vehiculului tamponat:

. f

FK ;

f2/F

K2

max2C

2

max2T == (3.96)

Înlocuind f1 şi f2 din (3.95), respectiv (3,96), în relaţiile (3.93) respectiv (3.94), se obţin expresiile energiei potenţiale de deformaţie înmagazinate de tampoanele: - vehiculului de tamponare:

11C

2max

11T

2max*

1e pKF

pK 2

FW == ; (3.97)

70

- vehiculului tamponat:

22C

2max

22T

2max*

2e pKF

pK 2

FW == . (3.98)

Factorii energetici specifici β1 şi β2 , ai vehiculului de tamponare, respectiv tamponat, sunt

p

*2e

2p

*1e

1 EW

; EW

=β=β . (3.99)

Folosind relaţiile (3.97), (3.98) şi (3.99), rezultă

+=

+=β+β

2C

2

1C

12max

2T

2

1T

12max

p21 Kp

Kp F

Kp

Kp

2F

E )( . (3.100)

Înlocuind expresia energiei potenţiale Ep (3.90), se obţine relaţia forţei maxime transmise la tamponare în cazul tamponării vehiculelor echipate cu tampoane

( )2T21T1

2T1T21

21

2121max KpKp

K K mm

mm )vv(F+

β+β+

−= . (3.101)

În cazul tamponării a două vehicule de acelaşi tip, având m1 = m2 = m,

1T2T1T KKK == , p1 = p2 = p, iar β1 = β2 = β, expresia forţei transmise devine

pK 2

4m )vv(F T

21max β−= . (3.102)

În cazul tamponării vehiculelor echipate cu cuplă centrală, expresia forţei transmise rezultă din relaţia (3.100) ca fiind

( )2C21C1

2C1C21

21

2121max KpKp

K K mm

mm21 )vv(F

+β+β

+−= . (3.103)

În cazul tamponării a două vehicule de acelaşi tip, având m1 = m2 = m, KC1 = KC2 = KC, p1 = p2 = p , iar β1 = β2 = β, expresia forţei transmise devine

pK

2 2m )vv(F C

21max β−= . (3.104)

Expresiile de calcul stabilite pot fi utilizate la calculul forţei transmise la tamponarea vehiculelor care sunt echipate cu izolatori de şoc ale căror elemente elastice pot fi de orice tip de variaţie, atât liniară cât şi neliniară.

71

3.3.3. Determinarea experimentală a parametrilor 2β, KT, P şi a forţei F transmise la tamponare În scopul stabilirii experimentale a parametrilor 2β, KT, P şi a forţei transmise vagoanelor la tamponare, au fost efectuate peste 2500 tamponări, într-un stand specializat, pentru încercări de şoc ale vehiculelor feroviare, al S.C. ICPVA Arad S.A.

Standul este dotat cu amenajări, instalaţii mecanice, vagoane, traductori, aparatură de măsură, înregistrare şi prelucrare a datelor experimentale corespunzătoare şi adecvate scopului urmărit [9]. În timpul încercărilor, vagonul de tamponare, lansat de pe planul înclinat al standului de încercări, a tamponat cu diferite viteze vagonul tamponat aflat în stare de repaus şi nefrânat pe porţiunea de palier a standului. Vagoanele utilizate, de tamponare şi tamponat, au fost vagoane de marfă pe 4 osii, încărcate cu material în vrac (nisip, pietriş, piatră spartă, etc.) la tara totală de 80 t / vagon. La fiecare şoc provocat de tamponarea vagoanelor, în timpul procesului de tamponare au fost determinaţi experimental următorii parametri: - viteza de tamponare v; - forţele transmise prin tampoane F1(t) şi F2(t); - contracţiile tampoanelor vagonului tamponat D1(t) şi D2(t).

Forţele transmise prin tampoane au fost măsurate cu traductori de forţă fixaţi pe traversa frontală a vagonului prin intermediul unor dispozitive special construite.

S-au utilizat traductori de forţă de tip RA - 500, de fabricaţie Hottinger Baldwin Messtechnik, Germania, cu caracteristicile: - clasa de precizie 1; - domeniul de măsură (0 - 500) tf; - sensibilitate 1,5 mV/V. Contracţiile tampoanelor au fost măsurate cu traductori de deplasare de tip W 200, de fabricaţie Hottinger Baldwin Messtechnik, Germania, cu domeniul de măsură (0 - 200) mm.

În figura 3.6 sunt prezentate variaţiile în timp ale forţei transmise printr-un tampon, înregistrate în timpul încercărilor în următoarele cazuri de tamponare:

1. Ambele vagoane au fost echipate cu tampoane care corespund cerinţelor UIC 526 - 2, adică au cursa maximă de 75 mm. Elementul elastic a fost construit din inele elastice tip RINGFEDER; 2. Ambele vagoane au fost echipate cu tampoane categoria A, care corespund cerinţelor UIC 526 - 1, având cursa maximă 105 mm. Elementul elastic al tamponului a fost construit din inele elastice tip RINGFEDER;

3. Ambele vagoane au fost echipate cu tampoane categoria A, care corespund cerinţelor UIC 526 - 1, având cursa maximă 105 mm. Elementul elastic al tamponului a fost construit din elemente elastice cilindrice de cauciuc;

4. Vagonul de tamponare a fost echipat cu tampoane categoria A, cu elemente elastice tip RINGFEDER, iar vagonul tamponat cu tampoane de categoria C, care corespund cerinţelor UIC 526 - 1. Elementul elastic al tamponului de categoria C a fost format dintr-un set de inele elastice tip RINGFEDER legate în paralel cu un amortizor hidraulic (soluţie SC ICPVA SA); 5. Ambele vagoane au fost echipate cu tampoane categoria C, care corespund cerinţelor UIC 526 - 1 (soluţie SC ICPVA SA).

72

Figura 3.6 Variaţia forţei transmise printr-un tampon pentru diferite cazuri de tamponare, în funcţie de tampoanele care au echipat vagoanele şi viteza v de tamponare: 1 - tampoane

75 mm; 2 - tampoane categoria A cu inele RINGFEDER; 3 - tampoane categoria A cu elemente elastice de cauciuc; 4 - tampoane categoria A pe vagon de tamponare şi tampoane

categoria C pe vagon tamponat; 5 - tampoane categoria C.

Analizând evoluţia în timp a forţei transmise, pentru cazurile prezentate în figura 3.6, se desprind următoarele concluzii: - modificarea formei de variaţie a forţei la tampoanele cu elemente elastice tip RINGFEDER în momentul atingerii cursei maxime, corespunzătoare atingerii forţei de 0,38 MN în cazul 1, respectiv 0,6 MN în cazul 2; - modificarea formei de variaţie a forţei la valoarea de 0,6 MN şi în cazul 4, în momentul atingerii cursei maxime a tampoanelor vagonului tamponat, tampoane echipate cu elemente elastice tip RINGFEDER;

- folosirea unor tampoane cu capacitate mărită de înmagazinare a energiei potenţiale de deformaţie conduce la scăderea nivelului forţelor transmise la tamponare. Forţele transmise prin tampoane F1(t) şi F2(t) şi contracţiile tampoanelor vagonului tamponat D1(t) şi D2(t), mărimi care constituie răspunsul sistemului elastic format de cele două vagoane la şocul provocat de tamponare, au fost determinate experimental efectuându-se înregistrarea variaţiei lor funcţie de timp pe parcursul procesului de tamponare. Înregistrarea parametrilor determinaţi s-a făcut cu înregistratoare pe hârtie sensibilă la raze ultraviolete, înregistratoare cu bandă magnetică, respectiv pe calculator.

73

Folosind programe de calcul adecvate, a fost determinată la fiecare viteză de tamponare variaţia forţei transmise prin tampon funcţie de contracţia lui, adică F1 = f(D1), respectiv F2 = f(D2). În continuare au fost calculate următoarele mărimi derivate: - We1, We2 - energia potenţială de deformaţie înmagazinată de tamponul 1, respectiv 2 al vagonului tamponat; - Wa1, Wa2 - energia potenţială de deformaţie disipată de tamponul 1, respectiv 2 al vagonului tamponat. În cazul echipării vagoanelor care participă la tamponare cu acelaşi tip de tampon, s-a considerat că valorile medii ale energiei potenţiale de deformaţie înmagazinată şi ale contracţiei tampoanelor vagonului tamponat pot fi adoptate şi pentru tampoanele vagonului de tamponare. Astfel, energia potenţială de deformaţie înmagazinată medie şi contracţia medie a tampoanelor este

2

WWW 2e1e

emed+

= , (3.105)

respectiv

2DD

f max2max1 += . (3.106)

Pentru cazurile de tamponare cu vagoane echipate cu acelaşi tip de tampoane au fost calculate la fiecare viteză de tamponare parametri: - factorul 2β

2WW

W 2e1eemed

+= ; (3.107)

- rigiditatea KT a tampoanelor

f

2/FK max

T = ; (3.108)

- coeficientul de plenitudine al tampoanelor

2/F fW

pmax

emed= . (3.109)

Astfel a fost posibil să se reprezinte variaţiile în funcţie de viteză 2β = f(v) şi KT / p =

f(v) pentru următoarele situaţii de tamponare la care vagoanele care participă la şoc au masele m1 = m2 = 80 t şi sunt echipate pe rând cu tampoane de tipul: 1. Tampoane având cursa maximă 75 mm, respectând condiţiile impuse de UIC 526-2, cu elementul elastic format din inele metalice tip RINGFEDER, figura 3.7, respectiv 3.8.

2. Tampoane de categoria A, având cursa maximă 105 mm conform UIC 526-1, cu elementul elastic format din inele metalice tip RINGFEDER, figura 3.9.

3. Tampoane de categoria A, având cursa maximă 105 mm conform UIC 526-1, cu elementul elastic format din elemente cilindrice din cauciuc:

- tampoane noi, figura 3.10; - tampoane care au fost supuse anterior încercărilor de anduranţă la 13200 cicluri conform UIC 526-1, figura 3.11.

74

4. Tampoane de categoria B, având cursa maximă 105 mm conform UIC 526-1, cu elementul elastic din elastomer tip MINER, figura 3.12.

5. Tampoane de categoria C, având cursa maximă 105 mm conform UIC 526-1, cu elementul elastic format dintr-un set de inele metalice tip RINGFEDER, legat în paralel cu un amortizor hidraulic (soluţie SC ICPVA Arad SA), figura 3.13.

Figura 3.7. Diagrama de variaţie a factorului 2β în funcţie de viteză, la tamponarea a două vagoane echipate cu tampoane de 75 mm

Figura 3.8. Diagrama de variaţie a parametrului KT/p în funcţie de viteză, la tamponarea a două vagoane echipate cu tampoane de 75 mm

Figura 3.9 Diagrama de variaţie a factorului 2β şi a parametrului KT/p, la tamponarea a două vagoane echipate cu tampoane categoria A cu element elastic format din inele RINGFEDER

75

Figura 3.10 Diagrama de variaţie a factorului 2β şi a parametrului KT/p, la tamponarea a două vagoane echipate cu tampoane categoria A cu elemente elastice de cauciuc (tampoane noi)

Figura 3.11 Diagrama de variaţie a factorului 2β şi a parametrului KT/p, la tamponarea a două vagoane echipate cu tampoane categoria A cu elemente elastice de cauciuc (tampoane supuse anterior solicitării de anduranţă)

Figura 3.12 Diagrama de variaţie a factorului 2β şi a parametrului KT/p, la tamponarea a două vagoane echipate cu tampoane categoria B

76

Pentru cazurile de tamponare cu vagoane echipate cu tampoane de tip diferit, a fost necesară efectuarea a două serii de încercări de tamponare, la seria a doua modificându-se poziţia tampoanelor de la un vagon la celălalt.

Pentru fiecare viteză de tamponare au fost determinate: - energia potenţială de deformaţie înmagazinată medie, pentru fiecare tip de tampon

2WW

W 2

WWW 4e3e

2emed2e1e

1emed+

=+

= ; (3.110)

- energia potenţială de deformaţie înmagazinată medie a tampoanelor

2WW

W 2emed1emedemed

+= ; (3.111)

- contracţia medie pentru fiecare tip de tampon

2DD

f 2

DDf max4max3

med2max2max1

med1+

=+

= ; (3.112)

- factorul 2β

p

emed

p

2emed

p

1emed21 E

W4E

W2E

W2 2 =+=β+β=β ; (3.113)

- rigiditatea medie a fiecărui tip de tampon

med2

max2T

med1

max1T f

2/FK

f2/F

K == ; (3.114)

- coeficientul de plenitudine a fiecărui tip de tampon

2/Ff W

p 2/Ff

Wp

maxmed2

2emed2

maxmed1

1emed1 == ; (3.115)

- parametrul KT / p ca fiind

+⋅

=

2T

2

1T

1

T

Kp

Kp

21

1p

K . (3.116)

Figura 3.13 Diagrama de variaţie a factorului 2β şi a parametrului KT/p, la tamponarea a două vagoane echipate cu tampoane categoria B

77

În consecinţă au putut fi reprezentate variaţiile funcţie de viteză 2β = f(v) şi KT / p = f(v) pentru următoarele situaţii de tamponare:

1. Vagoanele au avut masele m1 = m2 = 80 t şi au fost echipate unul cu tampoane de categoria A, respectiv al doilea cu tampoane de categoria C tip Domage - Jarret, figura 3.14. 2. Vagoanele au avut masele m1 = m2 = 80 t şi au fost echipate unul cu tampoane de categoria A, respectiv al doilea cu tampoane de categoria C tip SC ICPVA Arad SA, figura 3.15.

Folosind diagramele prezentate, pot fi calculate forţele care apar la tamponarea vehiculelor de cale ferată în funcţie de viteza de tamponare, la vehiculele echipate cu izolatori de şoc (tampoane sau amortizori cuplă centrală) care au forma de variaţie a forţei transmise în funcţie de contracţie, liniară sau neliniară. 3.4. Comportarea structurilor portante ale vagoanelor cisternă provocată de șocul longitudinal produs la tamponare

În general toate administraţiile de cale ferată impun , după proiectarea şi realizarea prototipurilor vagoanelor, obligativitatea verificării acestora la încercările de şoc prin tamponare. Încercările de tamponare se desfăşoară după prescripţii şi norme care diferă de la o administraţie la alta . Uniunea Internaţională a Căilor Ferate Europene are stabilite în acest sens prevederile incluse în ORE B 12 - RP 17, UIC 567 pentru vagoane marfă, respectiv UIC 577 pentru vagoane călători. Încercările de tamponare pentru vagoane marfă se efectuează în două situaţii: 1. Încercarea de tamponare cu vagon gol. La această încercare se urmăreşte comportarea legăturii boghiu-şasiu în situaţiile de tamponare cu viteze de până la 15 km/h. De

Figura 3.14 Diagrama de variaţie a factorului 2β şi a parametrului KT/p, la tamponarea a două vagoane echipate cu tampoane categoria A pe vagonul de tamponare, respectiv cu tampoane de categoria C tip Domage - Jarret pe vagonul tamponat

Figura 3.15 Diagrama de variaţie a factorului 2β şi a parametrului KT/p, la tamponarea a două vagoane echipate cu tampoane categoria A pe vagonul de tamponare, respectiv cu tampoane de categoria C (soluţie SC ICPVA Arad SA) pe vagonul tamponat

78

asemenea, se verifică integritatea şi buna funcţionare a diferitelor amenajări, mecanisme, instalaţii, în raport cu efectele forţelor de inerţie care apar ca urmare a acceleraţiilor imprimate maselor lor. 2. Încercarea de tamponare cu vagon încărcat. În acest caz se verifică starea de deformaţie, respectiv tensiune, a structurii de rezistenţă a vagonului la şocurile care provoacă forţe transmise prin izolatori de şoc de maxim F = 3 MN. În cazul în care, datorită capacităţii ridicate de înmagazinare a izolatorilor de şoc, forţa transmisă este F < 3MN, încercările de tamponare se efectuează până la viteza de v =15km/h. În continuare vagonul este supus încercărilor de anduranţă la şoc repetat, încercări ce constau din efectuarea a 40 de tamponări, cu viteze de tamponare v = 15 km/h dacă până la această viteză nu a fost atinsă valoarea forţei de 3 MN, ori cu viteze de tamponare la care se atinge F = 3MN. Pentru verificarea structurilor de rezistenţă ale vagoanelor este necesar să se intreprindă un studiu de amplasare a punctelor în care se măsoară deformaţiile relative. În scopul unei investigaţii amănunţite (care se face prin metoda tensometriei electrice rezistive), trebuie să fie analizate următoarele [5] [6] [32] [36] [40] [42]: - valorile deformaţiilor relative datorate sarcinilor verticale aplicate în regim static, determinate experimental cu ocazia încercărilor statice [17], [12], [13], [18], [19], [20], [24]; - valorile deformaţiilor relative datorate solicitării în regim static, de compresiune pe tampoane sau cuplă centrală, impuse de prevederile şi prescripţiile normelor internaţionale (UIC , AAR , ş.a); - repartiţia nodurilor din structura de rezistenţă şi arhitectura lor, modificări ale secţiunilor, forma îmbinărilor sudate, sau alţi virtuali concentratori de tensiune care pot amplifica considerabil efectele dinamice ale şocului; - scăderea intensităţii undei de propagare a şocului şi o variaţie considerată liniară a forţei F transmise la tamponare, respectiv a coeficientului de impact Ψ, de la o valoare maximă la capătul tamponat până la valoarea zero pentru capătul opus [35] [41]; în consecinţă se va acorda o atenţie mărită capătului tamponat; - efectele importante ale forţelor de inerţie asupra amenajărilor, dotărilor, diferitelor mecanisme şi instalaţii, precum şi asupra structurii de rezistenţă a cutiei; în cazul vagoanelor care transportă mărfuri în vrac sau a vagoanelor cisternă, se va acorda o atenţie deosebită comportării pereţilor frontali, respectiv elementelor de prindere a cisternei de şasiu; - eventualele deformaţii remanente care există practic ca urmare a procesului de fabricaţie [2] [21] [22] [28] [31] [32]. Studiul comportării vagoanelor la tamponare trebuie să cuprindă: 1. Verificarea răspunsului structurii de rezistenţă la şocul provocat de tamponare prin compararea deformaţiilor relative, respectiv a tensiunilor determinate experimental, cu tensiunile admisibile impuse, după caz, de diferite norme internaţionale. Atunci când valoarea tensiunilor admisibile nu constituie o cerinţă expresă şi rămân la latitudinea cercetătorilor, trebuie să se ţină seamă de îmbunătăţirea caracteristicilor mecanice ale oţelurilor odată cu creşterea vitezei de deformare [33] [37] [39]. Pentru oţelurile folosite în industria constructoare de vagoane şi locomotive, ST 38-3 şi H 52-3, limitele de elasticitate dinamică la solicitarea axială de întindere-compresiune se majorează cu 20 - 30 % faţă de limita de elasticitate statică atunci când viteza de deformare este de 50 - 400 ‰ sec -1 . În consecinţă, stabilirea tensiunilor admisibile trebuie să ţină cont de comportarea oţelurilor la solicitări dinamice (de tip şoc) care asigură viteze mari de deformaţie, cum este solicitarea de şoc prin tamponare [42] [43] [47] [48] . 2. Verificarea structurii de rezistenţă la şocuri repetate. Încercările trebuie să asigure numărul şocurilor şi mărimea forţei transmise vagoanelor în acord cu nivelul deteriorărilor cumulate ale structurilor de rezistenţă, care determină o durată de viaţă acceptată în

79

exploatare. UIC impune încercarea la 40 de şocuri cu forţa transmisă de 3MN, care corespunde unei durate de viaţă de aproximativ 16 ani [12] [13] [15] [17] [18] [26] [27] [51]. 3. Urmărirea efectelor forţelor de inerţie datorate acceleraţiilor imprimate vagoanelor. După încercări, starea tehnică generală şi funcţiunile vagonului trebuie să se păstreze în limite acceptate de condiţiile de exploatare. 4. Verificarea bunei funcţionări a tampoanelor sau amortizorilor cuplă centrală, modului lor de fixare şi, mai ales, oportunităţii folosirii lor. În urma încercărilor se stabileşte dacă izolatorii de şoc au capacitatea de înmagazinare a energiei potenţiale de deformaţie la nivelul necesar sau se impune înlocuirea lor cu izolatori de şoc de capacitate mărită . 5. Adoptarea unor soluţii constructive care să elimine posibilitatea apariţiei unor deformaţii permanente sau, după caz, a unor deformaţii permanente cumulate sub valoarea de 2 ‰ în urma seriei de 40 tamponări [13] [14] [17] [18] [23] [51] . 6. Urmărirea relaţiei boghiu-şasiu şi a suspensiei boghiurilor, care trebuie să răspundă favorabil la solicitările de şoc, garantând astfel siguranţa în circulaţie a vagoanelor. În Laboratorul de cercetare al ICPVA SA am efectuat încercări de tamponare şi studii asupra comportării la tamponare pentru diferite vagoane de marfă printre care: - vagoane tip gondolă (UIC , AAR , ş.a.); - vagoane platformă pe 4 osii pentru transport containere tip UIC; - vagoane cisternă pe 4 osii destinate transportului produselor petroliere şi altor produse chimice sau periculoase de tip amoniac; - vagoane pe 4 osii pentru transport cereale cu descărcare prin gravitaţie; - vagoane tip FALLS pe 4 osii cu descărcare laterală prin gravitaţie; - vagon acoperit pe 4 osii multifuncţional pentru transport mărfuri în vrac sau ambalate, animale, etc; - vagoane destinate transportului de automobile. În continuare sunt prezentate ca exemplu studiile de tamponare asupra comportării structurii de rezistenţă pentru vagonul cisternă 95 mc pe 4 osii cu 22,5 t/osie. Vagonul cisternă 95mc pe 4 osii cu 22,5t/osie, destinat căilor ferate din Austria, a fost supus încercărilor de tamponare, respectând condiţiile de încercare impuse de UIC în raportul RP17 al comisiei ORE B12. Sunt prezentate încercările de tamponare cu vagon încărcat, la care vagonul testat având masa m2 = 90 t a fost încărcat cu apă şi echipat cu tampoane de categoria C (conform UIC 526-1); vagonul de tamponare a fost un vagon gondolă cu masa m1 = 80 t încărcat cu nisip, echipat cu tampoane de categoria A (conform UIC 526-1) [15]. Amplasarea traductorilor în vederea determinării experimentale a deformaţiilor relative este prezentată în figura 3.16, iar rezultatele măsurătorilor sunt trecute în tabelele 3.1 – 3.6. Studiul rezultatelor experimentale conduce la următoarele concluzii: - La viteza de tamponare v = 15km/h, forţa transmisă tampoanelor este cuprinsă între valorile (2,09 - 2,22)MN. Echiparea vagonului testat cu tampoane de mare capacitate de înmagazinare a energiei potenţiale de deformaţie (categoria C) determină o scădere considerabilă a forţei transmise la tamponare, astfel încât forţa F = 3MN poate fi atinsă la viteze superioare vitezei de tamponare v = 15km/h. Ca urmare, încercarea la şoc repetat (serie de 40 tamponări) s-a făcut cu viteza de tamponare maximă prevăzută de RP17 ORE B12, adică v = 15km/h. - Acceleraţia imprimată vagonului tamponat la viteza de tamponare v = 15km/h este cuprinsă între (5,9 - 6,28)g, valori inferioare celor care se înregistrează în cazul utilizării tampoanelor de categoria A. - Se constată că deformaţiile relative, respectiv tensiunile, determinate experimental în punctele de măsură considerate sunt sub limita de curgere σc = 360N/mm2 a oţelurilor utilizate în construcţia vagonului.

80

- Structura de rezistenţă a şasiului, elementele de prindere a cisternei pe şasiu (cavalet) şi cisterna au avut o comportare elastică. În nici un punct de măsură nu au fost înregistrate deformaţii reziduale. În consecinţă, nu au fost constatate deformaţii permanente. Au fost efectuate investigaţii asupra stării structurii de rezistenţă a vagonului, atât vizual cât şi folosind metoda lichidelor penetrante, în zonele de prindere a cisternei (traductorii 11 şi 12), precum şi la traversa crapodinei în zonele puternic solicitate (traductorii 1 şi 6). Încercările de tamponare demonstrează că soluţiile tehnice adoptate corespund cerinţelor impuse de exploatare.

Figura 3.16 Planul de amplasare a traductorilor de măsură pe vagonul cisternă 95 mc pe 4 osii cu 22,5 t/osie

81

Tabel 3.1 cuprinzând rezultatele măsurătorilor (preliminare)

la vagonul cisternă 95 mc pe 4 osii cu 22,5 t/osie Nr.

tamp. V

(km/h) F1

(MN) F2

(MN) F

(MN) a

(g) 1 8,9 0,48 0,57 1,05 3,04 2 11,2 0,70 0,79 1,49 4,19 3 13,5 0,92 1,05 1,97 5,33 4 15,0 0,98 1,14 2,12 6,09

Tabel 3.2.cuprinzând rezultatele măsurătorilor (preliminare) la vagonul cisternă 95 mc pe 4 osii cu 22,5 t/osie

Nr. V TER σ[N/mm2

]

tamp. (km/h) 8 9 11 3 7 12 5 8,9 - 78,3 - 70,0 - 154,8 140,1 - 127,7 78,3 6 11,2 - 111,2 - 86,5 - 212,4 189,5 - 164,8 111,2 7 13,5 - 164,8 - 131,8 - 302,4 251,3 - 210,1 160,9 8 15,0 - 168,9 - 156,6 - 349,2 271,9 - 210,1 181,3

Tabel 3.3. cuprinzând rezultatele măsurătorilor (preliminare) la vagonul cisternă 95 mc pe 4 osii cu 22,5 t/osie

Nr. V ROZETA R1[N/mm2] ROZETA R2 [N/mm2] tamp (km/h) σ1 σ2 σE α (rad) σ1 σ2 σE α

(rad) 5 8,9 18,5 - 42,5 54,1 0,28 - 35,9 - 78,1 67,7 1,53 6 11,2 21,4 - 57,4 70,6 0,31 - 52,2 -103,8 89,9 1,57 7 13,5 29,5 - 64,0 82,7 0,29 - 65,0 -133,0 115,2 1,59 8 15,0 36,2 - 72,2 95,6 0,29 - 76,6 -157,4 136,3 1,59

Tabel 3.4. cuprinzând rezultatele măsurătorilor (seria 40 tamponări) la vagonul cisternă 95 mc pe 4 osii cu 22,5 t/osie

Nr. tamp.

V (km/h)

F1 (MN)

F2 (MN)

F (MN)

a (g)

5 15,0 0,98 1,11 2,09 6,09 10 15,0 1,02 1,14 2,16 5,90 15 15,0 1,02 1,14 2,16 6,00 20 15,0 1,02 1,14 2,16 6,00 25 15,0 1,08 1,14 2,22 6,19 30 15,0 1,02 1,17 2,19 6,28 35 15,0 1,05 1,17 2,22 6,09 40 15,0 1,05 1,14 2,19 6,09

82

Tabel 3.5.cuprinzând rezultatele măsurătorilor (seria 40 tamponări) la vagonul cisternă 95 mc pe 4 osii cu 22,5 t/osie

Nr. V TER σ[N/mm2]

tamp (km/h 1 2 8 11 4 6 9 5 15,0 234,8 - 115,4 - 181,3 - 349,2 - 164,8 212,2 - 144,2 10 15,0 243,1 - 123,6 - 173,0 - 352,8 - 164,8 214,8 - 140,1 15 15,0 243,1 - 115,4 - 173,0 - 356,4 - 160,7 222,5 - 152,4 20 15,0 247,2 - 119,5 - 173,0 - 342,0 - 160,7 214,2 - 144,2 25 15,0 239,0 - 119,5 - 173,0 - 345,6 - 160,7 222,5 - 148,3 30 15,0 239,0 - 119,5 - 181,3 - 349,2 - 160,7 226,6 - 148,3 35 15,0 243,1 - 123,6 - 185,4 - 349,2 - 164,8 222,5 - 140,1 40 15,0 243,1 - 119,5 - 173,0 - 352,8 - 164,8 222,5 - 140,1

Tabel 3.6. cuprinzând rezultatele măsurătorilor (seria 40 tamponări) la vagonul cisternă 95 mc pe 4 osii cu 22,5 t/osie

Nr. V TER σ [N/mm2] ROZETA R2 [N/mm2] tamp. (km/h) 3 7 12 σ1 σ2 σE α

(rad) 5 15,0 284,3 - 255,4 197,8 - 81,7 - 167,3 150,0 1,56 10 15,0 292,5 - 243,1 214,2 - 77,9 - 162,1 140,4 1,61 15 15,0 271,9 - 214,2 181,3 - 78,0 - 162,0 140,3 1,57 20 15,0 271,9 - 247,2 210,1 - 77,9 - 162,1 140,4 1,61 25 15,0 284,3 - 255,4 210,1 - 78,1 - 158,3 137,1 1,62 30 15,0 284,3 - 243,1 214,4 - 80,2 - 162,8 140,1 1,60 35 15,0 271,9 - 243,1 197,8 - 77,9 - 162,1 140,4 1,61 40 15,0 271,9 - 243,1 197,8 - 76,6 - 157,4 136,3 1,59 3.5. Concluzii

1. Valoarea coeficientului de proporţionalitate α este diferită de raportul dintre acceleraţia imprimată şi cea gravitaţională, depinzând în mod firesc de factorul 2β. 2. Componentele orizontale FH şi verticale FV ale forţelor transmise de cutie boghiurilor la tamponare pot fi determinate numai prin măsurători experimentale. Calculul lor teoretic presupune în viitor efectuarea unor studii laborioase. 3. Lucrarea stabileşte criteriile care trebuie respectate pentru o verificare amănunţită din punct de vedere a rezistenţei structurilor vagoanelor. 4. Sunt descrise, de asemenea, cerinţele obligatorii care se cer unor verificări a comportării vagoanelor la tamponare. 5. Sunt evidenţiate şi descrise condiţiile de încercare, metodologia, modul de culegere, analiză şi interpretare a rezultatelor experimentale ale studiilor de apreciere a răspunsului la şocul longitudinal provocat de tamponare. Cercetarea experimentală este mijlocul obligatoriu de verificare a rezultatelor şi conceptelor teoretice, dar în acelaşi timp este un izvor de idei şi moduri de abordare a problemelor.

83

Drept urmare, în final voi contura câteva din problemele fundamentale legate de rezistenţa, siguranţa în circulaţie şi dinamica vehiculelor feroviare: 1. Proiectarea, construcţia şi promovarea unui izolator de şoc nu poate fi realizată decât în condiţiile cunoaşterii amănunţite a fenomenelor de şoc specifice vehiculelor feroviare şi cercetării experimentale. 2. Evaluarea finală a comportării structurii de rezistenţă a vehiculelor la şocul repetat provocat de tamponare este necesar să fie făcută prin încercări şi determinări experimentale. Acestea trebuie să conţină metode de apreciere a degradării cumulate (respectiv a duratei de viaţă) cauzate de frecvenţa şi amplitudinea solicitărilor. 3. Studiul comportării din punct de vedere al rezistenţei structurilor vehiculelor feroviare trebuie să analizeze influenţa şi ponderea în elementele portante a tensiunilor: interne, statice, cvazistatice (şoc), dinamice (aleatoare pe cale). 4. Lucrarea subliniază influenţa forţelor de inerţie care acţionează asupra diferitelor amenajări, mecanisme şi dotări ale vehiculelor, ce trebuie să răspundă pozitiv la solicitările provocate de tamponare. 5. Şocul longitudinal provocat de tamponare trebuie luat în considerare atât în privinţa calităţii de mers, cât mai ales la aprecierea confortului. Elementele perturbatoare în sens longitudinal îşi măresc efectul şi importanţa odată cu creşterea vitezelor de circulaţie. 6. Evaluarea corectă a excedentului dinamic care rezultă ca urmare a excitaţiilor provenite de la neregularităţile de cale, prin determinări experimentale ale forţei FV cu mijloacele de măsurare oferite de lucrare. Rezultatele prezentate şi contribuţiile originale, de natură teoretică şi experimentală, cu implicaţii în domeniul cercetării, proiectării, încercărilor, construcţiei şi exploatării vehiculelor feroviare, sper să aibă calitatea de a contura într-o bună măsură domeniul, de altfel puţin abordat, al dinamicii în sens longitudinal al vehiculelor feroviare, în condiţiile tendinţei actuale de creştere a tonajelor şi vitezelor de circulaţie a trenurilor.

84

Capitolul 4. Concluzii

Excitațiile în sistemul mecanic al vehiculului feroviar provocate de calea de rulare provin datorită a două cauze esențiale:

a) Neregularitățile căii de rulare împreună cu imperfecțiunile geometrice (de fabricație sau dobândite în exploatare) a sistemului de rulare al vehiculului feroviar în speță „ROATA”. Toate acestea provoacă la nivelul contactului roată-șină deplasări (în sens vertical și orizontal-transversal) a roții cu efecte în funcție de variabila „TIMP” ce constituie excitațiile suportate de sistemul mecanic (vehicul feroviar).

b) Imperfecțiunile alături de profilul specific al geometriei căii (deplasarea în curbe, pante, rampe, treceri peste diferite obstacole oferite cum ar fi macaze, întretăieri de linii, etc.).

Excitațiile ce se manifestă ca funcție de intratre în sistemul mecanic (vehicul feroviar) provoacă vibrații și implicit solicitări mecanice ca funcții de răspuns a sistemului mecanic a căror amplitudine hotărăște definitoriu durata de viață a structurilor portante și elementelor elastice ce echipează vehiculul feroviar. Și toate acestea în condițiile în care alegerea și stabilirea soluțiilor tehnice ale structurilor portante și elementelor elastice au ca și scop esențial diminuarea efectului excitațiilor și implicit a vibrațiilor respectiv a solicitărilor ce constituie în mod evident deplasări ale roților de rulare considerate în funcție de „TIMP” constituie la rândul lor „EXCITAȚII” suportate de sistemul mecanic al vehiculului feroviar.

Toate tipurile de excitații provenite de la calea de rulare prin mărimea lor au consecințe în răspunsul sistemului nostru mecanic a vehiculului feroviar prin gravitatea mărimii amplitudinilor și frecvențelor induse și solicitarea elementelor mecanice (structura portantă+elementele elastice) ce trebuie să răspundă pozitiv în ce privește „DURATA DE VIAȚĂ”.

Durata de viață a structurilor portante și elementelor elastice a vehiculului feroviar este funcție de nivelul procesului de degradare cauzat de:

1. Excitațiile căii de rulare în sens vertical și orizontal-transversal ca funcții perturbatoare de solicitare de natură aleatoare în timpul circulației pe calea de rulare și ca funcții de intrare în sistemul mecanic (vehiculul feroviar). Ca urmare a excitațiilor vehiculului prin construcția lui (masă, sisteme elastice) prin funcțiile de răspuns, deminstrează capacitatea lui de diminuare a nivelului de vibrație impus de circulația pe cale.

2. Excitațiile longitudinale de tip șoc longitudinal ca apar în circulație datorită proceselor demarare sau frânare, procese ce se petrec inerent și în exploatarea vehiculelor feroviare pentru transportul produselor petroliere. Toate acestea se petrec alături de practica feroviară de formare a garniturilor de trenuri (transport mărfuri) la cocoașa de triere, proces ce este însoțit de excitații longitudinale de tip șoc datorate tamponării. Excitația de tip șoc repetat provoacă la rândul ei, structurii portante și elementelor elastice predestinate suspensiei sau în principal diminuării efectului șocului (tampoane, elemente elastice cuplă centrală) un nivel de degradare a lor la solicitarea de oboseală la șoc repetat.

1 ***** " Dinamometru pentru măsurarea forţelor de aşchiere la prelucrarea cu scule de tip ascuţit " , Brevet de invenţie nr. 86.897/ 1985 , I.V.Arad .

2 ***** ASTM E 647-83 Constant Load Amplitude Fatigue Crack Growth Rates Above 10-8 m/cycle3 ****** www.flavia‐online.eu

4 Alias J. "La voie ferrée" Ed. Eyrolles, Paris 19775 Boleanţu L. ; Cornut A. ; Gherman Ghe. ;

Copaci I. . " Studiu comparativ al unor schematizări utilizate la analiza structurii de rezistenţă a unei carcase de vagon ". Revista Transporturilor şi Telecomunicaţiilor Nr. 7-8 , la al IV-lea Simpozion Naţional de Tensometrie , Braşov - 1986

6 Boleanţu L.; Gherman Ghe.; Copaci I. " Studiu teoretic şi experimental al stării de tensiune şi deformaţii al plăcilor plane patrate ". Al III-lea Simpozion Naţional de Tensometrie cu participare internaţională , Timişoara - 1983

7 Burada C. ; Buga M. ; ş.a. " Elemente şi structuri portante ale vehiculelor de cale ferată ". Editura Tehnică , Bucureşti - 1980

8 Buzdugan Gh., Blumenfeld M. Calculul de rezistenţă al pieselor de maşini, Editura tehnică, Bucureşti 19799 Buzdugan Ghe.; Mihăilescu E.; Radeş M. " Măsurarea vibraţiilor ". Editura Academiei , Bucureşti - 1979 10 Copaci I. " Studii asupra comportării la încercările de rezistenţă statică , de circulaţie şi tamponare a

vagonului pe 4 osii pentru transport sare tip FALS , export OLANDA " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "ASTRA" Vagoane Arad , 1983

11 Copaci I. " Studiul comportării la tamponare a vagonului cisternă 35 mc pentru acid sulfuric,export CEHOSLOVACIA " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "MEVA" Drobeta - Turnu Severin , 1983

12 Copaci I. " Studiul comportării la tamponare a vagonului pentru transport cereale cu descărcare prin gravitaţie pe 4 osii , export GRECIA " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "ASTRA" Vagoane Arad , 1986

13 Copaci I. " Studiul comportării la încercări dinamice pe cale şi tamponare la vagon descoperit pe 4 osii , export POLONIA " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "ASTRA" Vagoane Arad , 1986

14 Copaci I. " Studiul asupra comportării la tamponare al vagonului cisternă 62,4 mc pentru transport lubrefianţi , export CHINA " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "MEVA" Drobeta - Turnu Severin , 1988

15 Copaci I. " Cercetări asupra încercărilor de tamponare cu vagon gol şi încărcat la vagonnul cisternă pe 4 osii 95 mc pentru transport produse petroliere uşoare , export ERMEWA AUSTRIA " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "ASTRA" Vagoane Arad , 1993

16 Copaci I. " Cercetări în vederea stabilirii metodologiei de încercare la şoc ( tamponare ) a boghiurilor vagoanelor de marfă " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "ASTRA" Vagoane Arad , 1989

17 Copaci I., Tănăsoiu B. Asupra duratei de viață a subansamblelor vehiculelor feroviare ce au calitatea capacității portante, - Sesiunea de comunicări științifice cu participare internațională ”Cercetare Științifică și Educație în Forțele Aeriene” ”AFASES 2009”, 20-22 mai 2009, Brașov, ISBN 978-973-8415-67-6

18 Copaci I. " Studiul comportării la tamponare a vagonului cisternă 35 mc pentru acid sulfuric,export CEHOSLOVACIA " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "MEVA" Drobeta - Turnu Severin , 1983

19 Copaci I. " Studiul asupra comportării vagonului minereu pe 4 osii cu 38 t/osie , export AUSTRALIA , la încercarea de tamponare " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "ASTRA" Vagoane Arad , 1985

20 Copaci I., Tănăsoiu A., Tănăsoiu B. Study on the Resistance of bearing structures of tank wagons, - International Conference Engineering Technologies and Systems, TECHSYS 2009, 29-30 mai, Plovdiv, Bulgaria, Journal of the Technical University Sofia – Plovdiv Branch, Fundamental Sciences and Applications, vol 14(2) 2009, ISSN 1310-271

21 Copaci I. " Determinarea experimentală a tensiunilor remanente la boghiul vagoanelor de călători 209 " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "ASTRA" Vagoane Arad , 1987

22 Tănăsoiu A., Copaci I., Tănăsoiu B. On the Response of the Tank Wagon to the Shock Caused by Collision/Asupra răspunsului structurii portante a vagoanelor cisternă la șocul provocat de tamponare, - International Conference Engineering Technologies and Systems, TECHSYS 2009, 29-30 mai, Plovdiv, Bulgaria, Journal of the Technical University Sofia – Plovdiv Branch, Fundamental Sciences and Applications, vol 14(2) 2009, ISSN 1310-271

23 Copaci I. " Studiul comportării la tamponare a vagonului pe 4 osii 80 mc pentru transport acril nitril, export OLANDA " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "MEVA" Drobeta - Turnu Severin, 1982

24 Copaci I. " Studii asupra comportării structurii de rezistenţă a vagonului acoperit multifuncţional , ecartament 1000 mm , export ARGENTINA , la încercarea de tamponare " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "ASTRA" Vagoane Arad , 1985

25 Copaci I. , Piscoi D. " Încercări de tamponare la vagon cisternă 86 mc pentru transport gaze lichefiate " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "MEVA" Drobeta - Turnu Severin , 1986

26 Copaci I. , Piscoi D. " Studiul comportării la tamponare al vagonului descoperit pe 4 osii cu descărcare prin gravitaţie sau culbutare tip FALNS , export R.D.G. " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "ASTRA" Vagoane Arad , 1990

27 Copaci I. , Piscoi D. " Studiul comportării la tamponare al vagonului cisternă pe 4 osii 120 mc pentru transport propan , export OLANDA " - lucrare de cercetare I.C.P.V.Arad pentru "MEVA" Drobeta - Turnu Severin , 1993

28 Copaci I.; Foda D.; Velescu I. " Determinarea experimentală prin metoda rozetei tensometrice găurite ( Mathar ) a tensiunilor interne în cadrul boghiului metrou ". Simpozionul Naţional de Încercare a Vehiculelor de Tracţiune Feroviară , Craiova - 1994

29 Copaci I.; Gherman Ghe. " Traductor pentru determinarea forţei pe trei direcţii ortogonale ". Al V-lea Simpozion Naţional de Tensometrie cu participare internaţională , volum I , Galaţi - 1989

30 Copaci I.; Gherman Ghe.; Groza Ghe. " Asupra stării de tensiune din leagănul arcurilor boghiului Minden-Deutz ". Sesiunea de Comunicări Ştiinţifice a Universităţii "Aurel Vlaicu" , Arad - 1994

BIBLIOGRAFIE

31 Copaci I.; Gherman Ghe.; Velescu I. " Determinarea cantitativă a tensiunilor interne prin Metoda Mathar ". Sesiunea de Comunicări Ştiinţifice a Universităţii "Aurel Vlaicu" , Arad - 1994

32 Copaci I.; Mănescu T.; ş.a. " Asupra tensiunilor remanente şi metodelor de detensionare la cadrul boghiului vagoanelor de călători 209 ". Al V-lea Simpozion Naţional de Tensometrie cu participare internaţională , volum II , Galaţi - 1989

33 Copaci I.; ş.a. " Probleme dinamice în studiul caracteristicilor mecanice ale oţelurilor utilizate în construcţia de vagoane ". Sesiunea de Comunicări Ştiinţifice a Universităţii "Aurel Vlaicu" , volum VII , Arad -

34 Copaci I.; ş.a. " Asupra reducerii tensiunilor în racordarea ferestrelor de osii la boghiul de tip H ". Revista Transporturilor şi Telecomunicaţiilor nr. 7-8 , la al IV-lea Simpozion Naţional de Tensometrie , Braşov - 1986

35 Copaci I.; Trif E.; ş.a. " Aplicarea metodei tensometrice pentru calcularea forţei transmise şi a lucrului mecanic înmagazinat de amortizoarele de şoc în timpul tamponării ". Revista Transporturilor şi Telecomunicaţiilor nr. 3 la al II-lea Simpozion Naţional de Tensometrie cu participare

36 Cristescu N. " Dynamic Plasticity ". North Holland Publ. Comp. Amsterdam - 196737 Cristescu N.; Suliciu I. " Vîscoplasticitate ". Editura tehnică , Bucureşti - 197638 Drăghici I. ; ş.a. " Îndrumar de proiectare în construcţia de maşini ". Editura Tehnică , Bucureşti - 1981 39 Dumitru I., Faur N. "Rezistenţa materialelor. Curs", Editura Mirton, Timişoara 197740 Gherman Ghe.; Copaci I. " Aspecte privind calculul de rezistenţă a plăcilor plane încovoiate prin metoda elementelor finite ".

Sesiunea de Comunicări Ştiinţifice a Universităţii "Aurel Vlaicu" , Arad - 1994 41 Graf H. " Încercările de tamponare - criteriu pentru rezistenţa cutiei vagoanelor ". Schinenfahrzeuge nr. 12 -

1978 42 Katchanov L. " Éléments de la théorie de la plasticité ". Edition Mir , Moscou - 197543 Landau L.; Lifchitz " Théorie de l’élasticité ". Editions Mir , Moscou - 196744 Lehmann R., Wirthgen G. "Ein Werfahren zur Berechnung der Betreibsdauer dinamisch beanpruchter Bauteile aus Stahl",

Mitteilungen, 196945 Madayag A. "Metal Fatigue: Theory and Design" New York, Jhon Wiley and Sons, 196946 Martin X. D. Li, Torbjörn Ekevid, Nils-Erik

Wiberg"Modelling of Railway Vehicle-track-underground Dynamic Interaction Induced by High-speed Trains", Department of Structural Mechanics, Chalmers University of Technology, Göteborg, Sweden, 2003

47 Olszak W.; Perzyna ; ş.a " Teoria plasticităţii ". Editura tehnică , Bucureşti - 1970 48 ORE B12 / RP29 " Einfluss der Dehngeschwindigkeit auf die Höhe der Streckgrenze von StahlEinfluss mehrfacher

Stoss- beanspruchung auf die Dauerfestigkeit von Sthal " - 1979 .49 Rusu O., Teodorescu M., Laşcu-Simion N. "Oboseala metalelor. Baze de calcul", Editura tehnică, Bucureşti 199250 Salvadis G., Feitzelmayer K., Ostermann M. ”The efect of thermomechanical surface treatment on fatigue behaviour of high strenght spring

steels”, Materialprufung, 7-8/2001, ISSN: 0025-5300, p. 278-282, Carl Hanser Verlag Munchen

51 UIC 526-1 " Tampon á course de 105 mm " - 1990 52 Vizcaya Del Llano, Rubio-Gonzales C.,

Mesmacque G. Banderas-Hernandez A.Stress relief effect on fatigue and relaxation of compression springs, Materials and Design 28 (2007) 1130-1134

53 Wirthgen G. "Vergleich einiger Berechnungs Verfahren zur Bestimmung der Betriebsdauer dinamisch beanspruchter Bauteile", Mitteilungen 1970

54 Wirthgen G. "Vergleich einiger Berechnungs Verfahren zur Bestimmung der Betriebsdauer dinamisch beanspruchter Bauteile", Mitteilungen 1972