WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


 

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ.

Актуальность. Интерес к проблеме сцепления перемещающихся металлических деталей возник в середине X1X века. Систематическое изучение вопросов, связанных со сцеплением колеса с рельсом началось при зарождении теории и практики тяги поездов. Формировалась экспериментальная база по определению коэффициента сцепления, а также математический аппарат для обработки полученных экспериментальных данных. Во второй половине X1X века первыми опытами в этом направлении были работы A. Пуаре, M. Боше и Дж. Бюте. В 1915 году Н. П. Петров на основе экспериментальных данных получил аналитическую зависимость коэффициента сцепления от скорости движения локомотива. Аналогичные выражения были предложены А. Мюллером, А. Вихертом, Х. Котером, Е. Куртиусом и А. Книфлером, С. М. Андриевским, Н. Н. Меньшутиным и рядом других авторов.

От процессов, происходящих в контакте колеса и рельса, зависит реализация силы тяги локомотивом. Потребляемая локомотивом энергия реализуется в этом контакте, а эффективное использование этой громадной по величине энергии зависит только от сцепления колеса с рельсом. Однако, природа этого процесса оставалась неизученной, хотя авторы многих работ, посвящённых данной тематике, подчёркивали настоятельную необходимость изучения физических процессов, происходящих в контакте колесо - рельс.

Для описания природы сцепления колеса с рельсом были предложены многочисленные теории. Основные из них – теория пластического деформирования И. Гранвуане; теория продольного крипа О. Рейнольдса и Н. П. Петрова; дифференциального крипа А. Пальмгрена и Г. Хиткоута; молекулярная теория Г. Томлисона; теория упругих несовершенств А. Ю. Ишлинского. Совместный учет влияния объемных и поверхностных эффектов на сопротивление качению рассмотрен в работах И. Г. Горячевой. Однако достигнутый уровень науки о трении качения со скольжением до сих пор не позволяет объяснить основные закономерности, наблюдаемые в практике качения колеса локомотива по рельсу.

Второе столетие проблема сцепления колеса с рельсом является предметом рассмотрения многими учеными у нас в стране и за рубежом. Международная конференция по сцеплению (Лондон, 1963 г., Щербинка “Колесо-рельс 2003г., круглый стол”, Москва, МПС РФ, ВНИИЖТ), констатировали отсутствие знаний о физике процессов в пятне контакта стальных колес и рельсов. В своей работе в 2003 году А. Л. Голубенко утверждает «…не только в нашей стране, но и в мире отсутствуют публикации, посвящённые изучению физических процессов в контакте двигающегося колеса и рельса». Данная работа является актуальной поскольку позволяет определить силу сцепления при скорости движения близким к нулю и скорости скольжения выше критического, а также осуществить прогнозирование сцепных свойств локомотивов независимо от типа их тяговых электродвигателей.

На защиту выносится разработанная модель сцепления, учитывающая физические процессы, происходящие в зоне контакта, позволяющая построить трёхмерную зависимость коэффициента сцепления от скоростей движения и скольжения колеса по рельсу для локомотивов с различными типами тяговых электродвигателей, а также прогнозировать сцепные свойства проектируемых локомотивов и уточнить механизмы срыва и восстановления сцепления.

Целью работы является разработка модели сцепления колеса локомотива с рельсом и прогнозирование сцепных свойств локомотивов с различными типами тяговых электродвигателей.

Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи:

– установлено влияние силы тяги локомотива на величину концентрации дислокации на поверхности рельса, и получено аналитическое выражение для определения концентрации дислокации в пятне контакта, учитывающее динамику её движения в объеме рельса;

– определена сила взаимодействия группы атомов колеса и рельса в активной зоне, возникшей на пятне контакта, в результате выхода на поверхность рельса и колеса дислокаций, под действием нормальных и тангенциальных сил;

– установлено влияние относительной скорости скольжения колес локомотива на температуру в пятне контакта колеса с рельсом с использованием термодинамики неравновесных процессов;

– определено влияние относительной скорости скольжения на величину силы и коэффициента сцепления, а также построены зависимости силы сцепления от скоростей скольжения и движения колеса локомотива с различными системами возбуждения их тяговых электродвигателей.

выполнена проверка адекватности расчетных характеристик сцепления путем сравнения её с экспериментальными;

– определены особенности реализации процессов сцепления для локомотивов с различными системами возбуждения его тяговых двигателей в различных режимах тяги;

– установлена причина возникновения автоколебаний при  реализации сцепления локомотивом.

Общая методика исследования:

в процессе исследования были использованы следующие методы;

– методы физики твердого тела, в частности, методы анализа структуры твердых тел и дислокационная модель пластического течения металлов;

– физико-химическая модель образования окисной пленки на поверхности рельса;

– метод термодинамики неравновесных обменных процессов при контакте колеса и рельса в условиях нормального и тангенциального воздействия со стороны колеса на рельс;

– численное моделирование взаимодействия колеса локомотива с рельсом, а также колебательных процессов в тележке и тяговом электроприводе электровоза.

Научная новизна:

– уточненная модель сцепления колеса локомотива с рельсом совместно с моделью вертикальных колебаний тележки локомотива и крутильных колебаний в его тяговой передаче позволяет выполнять исследования тяговых и сцепных свойств локомотива на стадии его проектирования.

показано, что нельзя определять силу сцепления колеса локомотива с рельсом без учета трансляционного пластического течения материала в пятне контакта;

– получено выражение, позволяющее определить концентрацию дислокаций на поверхности рельса в пятне контакта, с учетом динамики движения дислокаций и построить характеристики сцепления локомотивов с последовательной и независимой системами возбуждения их тяговых двигателей;

разработана методика расчета температуры поверхности рельса и колеса локомотива на контактной площадке;

установлено, что в силу различий в объемных деформациях окисной пленки и металла, коэффициента их теплового расширения, а также из-за скольжения колеса по рельсу, на поверхности рельса происходит разрушение окисной пленки с находящимися на её поверхности загрязнениями;

установлено, что причиной автоколебаний колеса локомотива при пробуксовке является неравновесное состояние поверхностных слоев рельса, связанное с увеличением их температуры более 1000К;

показано, влияние способа возбуждения тягового двигателя локомотива на устойчивость к возникновению крутильных автоколебаний колеса.

Практическая значимость:

– разработаны на уровне изобретений способ и устройство для увеличения сцепления колес локомотива с рельсом.

–предложенная модель сцепления позволяет более точно оценить сцепные свойства на стадии проектирования локомотива с различными системами возбуждения его тяговых двигателей, а также оценить электромагнитные и электромеханические процессы, протекающие одновременно как в силовой части локомотива, так и непосредственно в пятне контакта колеса с рельсом, при обычных и повышенных осевых нагрузках;

– разработана программа расчета величины скольжения и силы сцепления колеса с рельсом в пакете MATLAB, позволяющая моделировать процесс движения колеса локомотива по рельсу в различных режимах тяги и торможения;

– установлена причина автоколебаний колеса локомотива при срыве его сцепления с рельсом и доказаны преимущества применения тяговых электродвигателей с жесткими характеристиками для улучшения сцепных свойств локомотивов;

– подтверждена целесообразность кратковременного буксования локомотива при шунтировании резистором обмоток якоря тягового двигателя последовательного возбуждения, с целью повышения его тяговых и сцепных свойств, а также увеличения массы поезда;

Апробация работы. Основные результаты работы опубликованы в открытой печати и докладывались на научно-практических конференциях: “Колесо-рельс 2003г., круглый стол”, Москва, МПС РФ, ВНИИЖТ, 2003 г.; на X1 и X11 Международных конференциях “Проблемы механики железнодорожного транспорта”, Днепропетровск, 2004г. и 2005г.; на семинаре «Механика фрикционного взаимодействия твердых тел имени И. В. Крагельского» института проблем механики РАН; на Всероссийской научно-практической конференции “Транспорт России: проблемы и перспективы” на X1 научно-практической конференции “Безопасность движения поездов” проблемы и перспектива”, на научном семинаре Ростовского государственного университета путей сообщения, на научном семинаре Брянского государственного технического университета, на семинаре «ВНИИКТИ».

Диссертационная работа доложена на расширенных научных семинарах и заседаниях кафедры “Электрическая тяга” МИИТа.

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 22 научные работы из них 15 в изданиях, рекомендованных ВАК, три работы в трудах международных конференций, получено два авторских свидетельства.

Структура и объем диссертации:

Работа содержит 270 стр. текста, 3 приложения, 85 иллюстрации, 146 наименований в списке литературы.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ

В первой главе дан анализ работ в области эксплуатационных испытаний и существующих теорий сцепления колес локомотива с рельсом. С первых дней эксплуатации железнодорожного транспорта одной из основных проблем был поиск путей повышения сцепления колес подвижного состава и рельса. Для решения этой проблемы проводились многочисленные эксплуатационные испытания в режимах тяги и торможения поездов. Большой вклад в обобщение результатов этих испытаний и разработку математических моделей анализа полученных данных внесли: С. М. Андриевский, М. Р. Барский, А. А. Голубенко, И. П. Исаев, А. Л. Лисицын, Ю. М. Лужнов, Н. Н. Меньшутин, Д. К. Минов, Л. А. Мугинштейн, А. П. Павленко, Н. П. Петров, Д. Н. Покровский, Г. В. Самме, В. И. Сокало, Ф. Барвел, М. Бернард, M. Боше, Т. Бугарсис, М. Бушер, Дж. Бюте, Х. Вебер, М. Вейнхард, А. Вихерт, Е. Р. Вулакот, Н. Зевенховен, Дж. Калкер, Ф. Картер, А. Книфлер, Ф. Котер, Е. Куртиус, М. Липсис, Х. Лукас, А. Мецко, Т. Мецков, А. Мюллер, Ф. Новион, A. Пуаре, А. Робертсон, Ф. Фредерих, X. Эндрюс, и другие.

На основании результатов этих исследований были получены и уточнены зависимости силы сцепления колеса локомотива с рельсом от скорости движения, которые вошли в правила проведения тяговых расчетов (ПТР), и зависимости силы сцепления (коэффициента сцепления) от относительной скорости скольжения колеса по рельсу. Было установлено влияние на величину силы сцепления влажности воздуха, загрязнения рельса, наличия песка на нем и т. п. Однако не были разработаны модели, рассматривающие физические процессы при контакте колеса с рельсом. Вместе с тем, в силу значительных нормальных и тангенциальных давлений, действующих между колесом и рельсом, при определении силы сцепления необходимо учитывать взаимодействие между колесом и рельсом на контактной площадке на атомном уровне.

Ф. Картером в результате решения задачи вращения двух неметаллических цилиндров с параллельными осями, находящимися в контакте было получено выражение для касательной силы Fx, приложенной к колесу в направлении движения. Сила Fx получила название “сила крипа”, а в теории тяги поездов сила сцепления. Он постулировал, что в направлении по ходу движения колеса образуется зона сжатия, а с противоположной стороны зона разтяжения, и как следствие этого, по длине пятна контакта существуют участки сцепления и скольжения. Участок сцепления прилегает к набегающему краю контакта. Ф. Картер не приводит ни физического, ни математического доказательства существования крипа, а лишь его постулирует.

В дальнейшем Дж. Калкер, не затрагивая основ гипотезы Ф. Картера, более полно отобразил реальные условия движения колеса по рельсу с учетом произвольного направления скольжения и верчения. Недостатки методики Дж. Калкера состоят в том, что в неё введены априорно выбираемые корректирующие поправки для устранения количественных различий в результатах теоретических расчетов и эксперимента. Кроме того, линейная теория Дж. Калкера справедлива только для малых крипов, соответствующих упругим деформациям стальных деталей, измеряемым микронами, а распространяется на кинематические перемещения колеса, вызванные скольжением относительно рельса, составляющие десятки миллиметров.

Применении теорий Ф. Картера Дж. Калкера дает значительное превышение расчетных сил крипа над экспериментальными данными. К тому же, приравнивая силу крипа к силе сцепления, получаем качественно неправильный вывод о том, что для статического положения или для бесконечно малой скорости скольжения, сила, необходимая для перемещения колеса, также бесконечно мала.

Таким образом, объяснение сцепления силами крипа недостаточно. Расчетные величины силы крипа и реальная сила сцепления значительно отличаются. Силами крипа нельзя объяснить сцепление колеса при малых скоростях его движения и скорости равной нулю. Для объяснения физических процессов, происходящих при сцеплении необходимо рассматривать процессы, происходящие в пятне контакта с позиций физики твердого тела и термодинамики неравновесных процессов.

Вторая глава содержит анализ решения поставленных задач. К ним относится дислокационная модель пластической деформации твердых тел, термодинамика неравновесных процессов взаимодействия поверхностей металлов и участие дислокаций в этом взаимодействии, а также влияние поверхностных пленок на установление физической связи между поверхностями металлов. Для этого рассмотрены процессы, происходящие в пятне контакта колеса и рельса, с позиции физики твердого тела с использованием аппарата квантовой механики.

Концентрацию дислокаций определяют как число дислокационных линий, пересекающих единичную площадку внутри кристалла. Анализируя экспериментальные работы, Ч. Киттель приводит возможные значения концентрации дислокации 102–103см-2 в наиболее совершенных оптически чистых кристаллах, и 1011–1012 см-2 в сильно деформированных кристаллах.

Величина энергии, накопленной при пластической деформации, была определена в работах ряда авторов для латуни и сталей. На основе калориметрических измерений и анализа уширения рентгеновских дифракционных линий показано, что перемещение одной дислокации требует затрат энергии около 8эВ. При выходе её на поверхность такое же количество энергии выделяется во внешнюю среду. Изучение формы линий также позволило сделать вывод, что большая часть деформации является неоднородной на протяжении нескольких элементарных ячеек. Это подтверждает справедливость дислокационной модели скольжения (пластической деформации) и указывает на то, что на поверхности металла вблизи точек выхода дислокации имеются области, деформация которых далеко выходит за пределы упругости и атомы этой области на поверхности металла “слабо” связаны с атомами в объеме.

По данным Б. Авербаха, концентрация дислокаций в процессе деформации увеличивается в 103  раз. Кроме того, если одна дислокация проходит вдоль всей плоскости, то это должно вызывать на поверхности смещение одной атомной плоскости, тогда как в действительности, смещенными на поверхности оказываются в 102 – 103 раз больше плоскостей. Для объяснения этого эффекта У. Франк и В. Рид предложили модель «размножения (генерации) дислокаций», механизм которой подобен размножению мыльных пузырей.

В работе найдено значение энергии активации обменного процесса при объединении поверхностных атомов, в предположении, что атомы на поверхности соприкосновения, образовавшиеся за счет выхода дислокации, являются квазисвободными. Значение этой энергии составляет менее 1эв

Таким образом, энергия активации обменного процесса при объединении квазисвободных атомов активного центра на поверхности рельса с атомами колеса, примерно на порядок меньше запаса энергии в результате выхода дислокации на поверхность. Это означает, что процесс установления физического взаимодействия между атомами колеса и рельса протекает самопроизвольно, при условии наличия активных центров на поверхности рельса (тангенциального давления со стороны колеса на рельс) и отсутствия окисной пленки на поверхности рельса.

Тангенциальное напряжение, вызывающее пластическую деформацию (кр), может быть найдено из условия Мизесом, при действии нормального напряжения н и предела упругости металла упр:

.  (1)

Это означает, что увеличение нормального давления на контактной площадке приводит к уменьшению значения тангенциального давления, вызывающего сдвиг рельсовой стали, сопровождаемый выходом дислокаций на поверхность.

Рассмотрим образование окисных пленок на рельсе, а так же условия их разрушения, поскольку, физическое взаимодействие между атомами колеса и рельса при наличии пленок на поверхности рельса, невозможно. Молекула кислорода, попадая на металл, расщепляется на атомы, которые химически взаимодействуют с металлом и образуют с ним очень прочные направленные связи.

Через пленку толщиной электроны из металла переходят к кислороду, адсорбированному на внешней стороне пленки. Это перемещение объясняется туннельным переходом электрона через потенциальный барьер, которым является тонкий слой окисной пленки. В области металл – окисная пленка образуется  p n переход. Молекулы воды, попав на пленку, поляризуются полем p n перехода. Небольшое количество молекул воды, создающее несколько мономолекулярных слоев на поверхности, приводит к увеличению толщины пленки и затруднению туннельного эффекта.

Дальнейшее увеличение количества молекул воды приводит к еще большому утолщению пленки и при >10010-10м наступает разрушение двойного электрического заряда. При этом сама окисная пленка за счет поляризации атомов воды частично разрушается и на поверхности металла остается только тонкий слой хемосорбционной пленки. Из работ Ю. М. Лужнова известно, что количество влаги на рельсе по-разному влияет на величину силы сцепления колеса с рельсом. При малом количестве влаги сцепление уменьшается (окисная пленка увеличивается). С увеличением количества влаги сцепление возрастает так, как окисная пленка уменьшается.

При отрицательных температурах молекулы воды превращаются в лед. При этом происходит увеличение объема пленки, за счет “сдвига” молекул окиси и образование  на основе поляризованных молекул воды хемосорбционной связи металл – молекула льда. Данная связь носит направленный характер и поэтому значительна, однако, кристаллы льда очень хрупки и избавиться ото льда легче ударной нагрузкой, а не сдвиговым напряжением.

На основании изложенного, путем аппроксимации было получено соотношение, с помощью которого возможно определить разрушение пленки на поверхности S0 по отношению величины поверхности разрушения– S, к величине рассматриваемой поверхности S0. Зависимость этого отношения р от температуры t, выраженной в градусах Цельсия представим в виде:

р(t) =n()0,3 ,  (2)

где n=1,150, m=2,2104.

Для устранения с поверхности рельса органических пленок, в практике железнодорожного транспорта используют кремневый песок. Частицы двуокиси кремния достаточно тверды и их линейные размеры составляют от 0,2 до 2мм. На поверхность загрязненного рельса при буксовании колес локомотива подается песок, тем самым кратковременно увеличивается зазор h между колесом и рельсом, причем h>0,1мм. Это означает, что удаление органики из зазора при наличии песка происходит при незначительном сдвиговом воздействии со стороны колеса локомотива. Удаление таким способом масляных пленок с поверхности рельса, иногда, приводит к созданию поверхностей по своим свойствам близким к ювениальным, что создает условия для образования большего числа захватов на контактной площадке и резкому изменению скорости скольжения колеса.

С целью повышения коэффициента сцепления на загрязненных участках диссертантом были разработаны способ и устройство для удаления с поверхности рельса органических загрязнений с помощью ультразвука. Для этого на локомотив были уставлены ультразвуковой генератор мощностью на выходе 20кВт, частотой 18кГц и заправочная емкость с 20% водным раствором калиевой соды. В качестве излучателя был использован стандартный излучатель для указанной частоты УИ 18, представляющий собой цилиндр высотой 150мм и диаметром основания, с которого происходит излучение, 12мм. Два излучателя с помощью горизонтальной консоли длиной порядка 300мм закреплялись к передней выступающей части локомотива с двух сторон параллельно рельсу на расстояние 10мм от него. Излучатель крепился к консоли через пружину По гибким трубам подавалась вода к поверхности излучателя.

Включение генератора и подачи жидкости на поверхность излучателя, приводило к возникновению кавитации (взрыва) в турбулентном слое жидкости между рельсом и излучателем с частотой генерируемого сигнала 18кГц. За одну миллисекунду в объеме между излучателем и поверхностью рельса возникало до 50 кавитаций, которые очищали поверхность рельса от загрязнений при движении локомотива со скоростью до 40 км/час.

Данное устройство, на которое были получены авторские свидетельства, испытано на Прибалтийской железной дороге на участке Рига Даугавапилс и показало хорошие результаты.

При наличии песка на поверхности рельса, покрытого льдом, из-за неравномерной дисперсности песка на площади, занимаемой им на рельсе, появляется дополнительная переменная вертикальная составляющей силы, действующая со стороны колеса на рельс. В результате происходит растрескивание льда и очищение от него рельса.

Экспериментально известно, что очистка поверхности металлов от пленки может осуществляться приложением к ней нормальной нагрузки, не превышающий предел упругости. Поскольку вертикальное давление, передаваемое от колеса локомотива на рельс превышает предел упругости рельсовой стали, то происходит самопроизвольная очистка (частичная) поверхности рельса при движении локомотива.

Таким образом, факторами, приводящими к разрушению окисных пленок на поверхности рельса, с находящимися на них загрязнениями, являются высокое давление со стороны колеса, различие в объемных деформациях; и коэффициентов теплового расширения, а также скольжение колеса по рельсу. Это означает, что на поверхности рельса в пятне контакта, имеются условия для установления физического контакта колесо-рельс.

В третье главе рассмотрены принципы построения модели сцепления и скольжения колеса с рельсом.

Независимо от природы вещества силы, возникающие при сближении атомов, имеют общий характер: на большом расстоянии друг от друга появляются силы притяжения Fпр, быстро увеличивающиеся с уменьшением расстояния между ними Fпр= 1/rm. На малых расстояниях возникают силы отталкивания Fот =1/rn, которые с уменьшением расстояния увеличиваются значительно быстрее сил притяжения (m < n). На расстоянии r=r0 силы отталкивания уравновешивают силы притяжения и их результирующая сила F  обращается в нуль, расстояние r0 является межатомным расстоянием в кристалле. Потенциальная энергия частиц U(r) , обусловленная действием этих сил определяется по формуле (3) (рис. 1, б):

U(r)=.  (3)

На расстоянии r= r0, потенциальная энергия минимальна и равна U0, поэтому при этом расстоянии атомы в веществе находятся в состоянии устойчивого равновесия. Это означает, что частицы, если на них не действуют сторонние силы, выстраиваются в строгом порядке на расстоянии r0, образуя упорядоченную кристаллическую структуру. Внешнее воздействие может уменьшить расстояние между частицами. В этом случае, действие F направлено на возвращение системы к положению равновесия.

Тангенциальное воздействие со стороны колеса на рельс приводит к уменьшению расстояния между атомами в рельсе. В результате появляется Fот, противодействующая силе со стороны колеса и стремящаяся вернуть атомы рельса в прежнее состояние.

Критическое тангенциальное напряжение определяется в соответствии с условием Мизеса (1):

. (5)

Как видно из (5) пластическое течение в рельсе зависит от нормального давления со стороны колеса на рельс и наступает, как будет показано далее, при любом тангенциальном давлении со стороны колеса. Причиной появления тангенциального давления является Fк – сила, вызванная моментом вращения колеса, и, вызывающая касательное напряжение на контактной площадке. Если не учитывать сдвиг (пластическое течение), то это означает, что величина Fк меняет расстояние между атомами, что невозможно.

Предлагаемая физическая модель сцепления колеса с рельсом построена с учетом термодинамики взаимодействия двух стальных поверхностей и отсутствием на них шероховатости. Утверждение об отсутствии шероховатости на поверхности рельса основывается на следующем. Максимальное значение предела текучести рельсовой стали Р65 равно 700 МПа, а максимальное давление со стороны колеса на рельс, указанное в трудах ВНИИЖТ, составляет 2,19 ГПа. При таком соотношении давления на рельс и предела его текучести, с учетом скольжения колеса по рельсу, шероховатость на поверхности рельса можно не учитывать.

Физическая модель сцепления колеса с рельсом построена на следующих принципах:

– сцепление колеса с рельсом определяет микропроцесс, происходящий на контактной площадке, представляющий собой взаимодействие группы атомов колеса и рельса (захват), осуществляемый в результате образования активных центров на поверхностях колеса и рельса за счет действия на них нормального и тангенциального давления;

– окисная пленка, имеющаяся на поверхности рельса с нанесенными на ней загрязнениями, в процессе скольжения колеса по рельсу разрушается из-за нагрева и различий величин коэффициентов теплового и объёмного расширения рельса и окисла;

– величина силы сцепления определяется силой разрушения захватов, имеющихся в данный момент времени на контактной площадке.

В работе решена задача определения температуры поверхностных слоев рельса с учетом того, что процессы сцепления и скольжения являются термодинамически неравновесными, охватывающими ограниченную область колеса и рельса (пятно контакта) и глубину прогревания, а также времени. В силу этого, параметры среды в ограниченной области меняются незначительно, и их можно считать постоянными. Поэтому применим интегральный подход (поверхность контакта колесо-рельс рассмотрим как одно целое) к определению температуры поверхности контакта колеса и рельса. Такой подход, в отличие от дифференциального, позволяет рассмотреть задачу определения температуры на поверхности контактной площадки при движении источника тепла со скоростью v. Найдем диссипативную часть работы А, затраченную на реализацию силы тяги, приложенной к колесу. Эта работа определяется вращающим моментом, действующим на колесо Mвр и углом поворота колеса при проскальзывании ск:

А=MврскFкrск. (6)

Теплота Q, выделившаяся при этом на поверхности в зоне контакта колесо – рельс, равна:

Q=СmT=C2b(v+vск) tскT (7)

где Fк- – сила тяги, приложенная к колесу, r – радиус колеса, С=450 дж/кг град  –удельная теплоемкость стали рельса, =7,7·103 кг/м3 –плотность стали рельса, b~5·10-3м –поперечная полуось пятна касания, v – скорость движения колеса, tск=rск/vск – время скольжения, vск –скорость скольжения колеса, –-глубина поступления тепла в рельс за время t=2a/v, здесь a – продольная полуось пятна касания, равная 8 мм., T=TT0, где T0=300К (нормальное термодинамическое условие)

Процесс взаимодействия точек колеса локомотива и рельса на пятне контакта является адиабатическим, поскольку составляет миллисекунды. В связи с этим приравняем величины А=Q и из полученного равенства найдем разность температур T, считая, что половина выделявшегося тепла перейдет в колесо:

T=Fк vск /4Cb(v+vск).  (8)

Учитывая, что на поверхности рельса имеются окисные пленки с загрязнениями, являющиеся экраном для поступления тепла в рельс, это тепло поступает в рельс по “мостикам” между колесом и рельсом, возникающим в результате захватов. Толщины наклёпанного слоя, как следует из работ Б. Г. Лившица, С. И. Губкина не превышают 0(4 10)103м. В этом слое существует значительный градиент напряжений, затрудняющий распространение тепла. Поэтому можем принять, что глубина распространения тепла за время экспозиции колеса, равное миллисекундам, не превышает 010-4м. После подстановки в выражение (7) исходных данных, имеем

К  (9)

На рис. 6 представлена зависимость температуры поверхности рельса T от скорости скольжения vск и скорости движения v, при этом относительная скорость скольжения ε изменяется в пределах от 0 до εкр, при заданном значении Fк=104 Н. Отметим, что при значении ε близком к εкр, температура поверхности рельса приближается к 1000К. Приведенное значение температуры при εкр близко к температуре рельса, измеренной экспериментально Л. В. Гойхманом, А. Л. Дроновым и Н. Д. Желевым.

Глубина распространения тепла в рельс при температуре выше температуры Дебая (для стали 560К) увеличивается пропорционально температуре, в соответствии с законом Дюлонга-Пти.

Рис. 1. Зависимость температуры поверхности рельса T от скорости скольжения vск и скорости движения v колеса локомотива

При температуре близкой к 1000К и выше, поверхность рельса очищена от загрязнений и произошел частичный отпуск поверхностного слоя, глубина прогревания не будет постоянной, выражение (9) примет следующий вид:

(10)

где α=0,25·10-2м. ; vск/v+vск,

На рис. 2 представлена одна из зависимостей семейства кривых Т=f() в координатах температура поверхности рельса относительная скорость скольжения. Как видно из рис. 2, при ε εкр температура линейно нарастает в зависимости от ε. При ε >εкр температура в зоне контакта уменьшается за счет увеличения глубины распространения тепла в рельсе, что приводит к частичному процессу рекристаллизации наклёпанного поверхностного слоя.

Рис. 2. Зависимость температуры поверхности рельса T от относительной скорости скольжения

Как следует из (5), пластическая деформация тела наступает при значении критического напряжения, определяемого условием Мизеса. Как будет показано далее, при движении локомотива условие Мизеса выполняется, т е. происходит пластическая деформация в пятне контакта. Это означает, что при движении локомотива со стороны колеса на рельс действует сила тяги Fк, обусловленная его вращательным моментом, вызывающая движение дислокаций в поверхностных слоях рельса.

В силу консервативности силового поля в объеме и на поверхности материала рельса движение дислокаций происходит под действием силы Fк  и силы давления со стороны колеса П за счет увеличения потенциальной энергии кристаллической решетки Eп.

Прохождение дислокации в материале и выход её на поверхность эквивалентен сдвигу в кристаллической структуре материала рельса на величину её постоянной r 10-12м. Тогда Eп равна:

Eп=. (11)

В пределах постоянной решетки r сила Fк сила постоянна. Примем её равной наибольшей величине Fкб=104Н. Тогда наибольшее увеличение потенциальной энергии решётки составит Eпб =Fкб r 10-8Дж

Энергия от выхода на поверхность одной дислокации составляет 8эВ (1,3 10-18 Дж). Тогда число дислокаций, вышедших на поверхность за счет действия силы Fкб со стороны колеса, равно:

=7 109. (12)

Концентрация дислокаций при постоянном давлении определяется, как

,  (13)

Где S=2аvt, здесь а= 6 10-2м – поперечная ось пятна контакта, v=10м/с – линейная скорость движения колеса локомотива в точке контакта с рельсом, t 10-3с– время экспозиции колеса в пятне контакта. После подстановки этих величин в выражение (13) получим:

=5 1011м-2 (14)

Концентрация дислокаций является функцией приложенной к рельсу тангенциальной силы Fк  и силы давления колеса П , времени экспозиции колеса в пятне контакта и скорости v. Изменение перечисленных параметров мало по сравнению с изменением Fк,  поэтому выражение (13) можно представить, как линейную зависимость от силы тяги:

5 10 6Fк    (15)

В данном выражении зависимость Fк может быть тяговой характеристикой асинхронного или синхронного переменного тока, а также коллекторного тягового электродвигателя постоянного тока с последовательной и независимой системами возбуждения.

Закон движения дислокаций в общем случае зависит от числа различных типов несовершенств кристаллической структуры. В нашем случае рассматривается динамика движения дислокации в материале с наклепом, который характерен для поверхностных слоев рельса. В этом случае инерционной составляющей, которая определяет закон движения дислокации, будет внутреннее напряжение в материале (вн), обусловленное наклепом, достигающее величины вн105  106 Па. С учетом процесса движения дислокаций уточним выражение для концентрации дислокаций на поверхности, введя в (15) дополнительный множитель, учитывающий это явление:

Nд= (16)

где S0 площадь пятна контакта

Допустим, что скорость деформации рельса равна скорости движения локомотива v. Увеличение v приводит к появлению дополнительного числа дислокаций на поверхности, что объясняется возрастанием скорости генерации дислокаций в “источнике Франка и Рида”.

Увеличение числа дислокаций в зависимости от скорости пластической деформации определяется коэффициентом μ. Эта зависимость носит параболический характер со слабо выраженным максимумом при vдц≈100 м/с. Подобная скорость деформирования металла наблюдается при сварке ультразвуком.

μ=. 

С учетом этого, окончательное выражение для концентрации  дислокаций на поверхности примет вид:

Nд =µу (17)

На основе выражения (2) в диссертации получена зависимость коэффициента разрушения пленки (р=, здесь Sa0 расчётная активная поверхность, удовлетворяющая условию Мизеса.) от относительной скорости скольжения :

р(ε)=n() 0,3exp+ (18)

Отличительной особенностью характеристики сцепления колеса с рельсом является рост силы сцепления с увеличением скольжения колеса по рельсу, что свойственно только металлическим колесу и рельсу. Причиной этого является трансляционное пластическое течение кристаллической структуры рельса, возникающее за счет “схлопывания” дислокаций

В связи с тем, что система колесо рельс является замкнутой, разрушение захватов приводит к возникновению силы сцепления, и одновременно действует на поверхность рельса в направлении, противоположном движению, вызывая сдвиг атомных слоев вблизи поверхности рельса.

Принципы построения модели скольжения колеса по рельсу:

скольжение колеса по рельсу в режиме тяги происходит за счет трансляционного пластического течения поверхностных слоев материала рельса.

пластическое течение (сдвиг) поверхностных слоев происходит под действием тангенциального давления, со стороны колеса, величина которого определяет скорость скольжения колеса по рельсу.

величина тангенциального давления численно пропорциональна силе разрушения захватов, действующей на активную поверхность контактной площадки.

В соответствии с этими принципами и, исходя из основных положений теории трансляционного пластического течения, выразим величину скорости скольжения колеса локомотива по рельсу в виде

, (19)

где X – суммарная величина трансляционного пластического течения на поверхности рельса, наступающего в результате действия тангенциальной силы, превышающей критическое значение тангенциального давления кр, определяемое из условия Мизеса.

t – время экспозиции колеса на пятне контакта, которое в соответствие с пояснениями к (13) равно

.  (20)

Величина X определяется концентрацией дислокаций, вышедших на поверхность рельса (17), а также сдвигом в структуре материала рельса на величину её постоянной атомной решетки r 1013м за счет «схлопывания» одной дислокации, вышедшей на поверхность рельса:

X=Nдr.  (20)

С учётом (18) и (19) величину скорости относительного скольжения можно определить как:

. (21)

Таким образом, сформулированы основные принципы построения физической модели сцепления, в основу которого положен процесс разрушения “захватов”, и процесс скольжения колеса по рельсу на основе трансляционного пластического течения материала колеса и рельса на контактной площадке, вызванного нагрузкой со стороны колеса локомотива.

Четвертая глава содержит результаты расчета и проверку адекватности предложенной модели сцепления и скольжения.

На рис. 3 представлена зависимость относительной скорости скольжения колеса локомотива от величины силы тяги и скорости движения (кривая 1 и2), и “следы” этих кривых в координатах [Fк;v], [;v] и [;Fк] 1’и 2’, 1’’и 2’’. 1’’’и 2’’’, соответственно. 1–локомотив с последовательным возбуждением ТЭД, 2 – локомотив с независимым возбуждением ТЭД.

У локомотива с последовательным возбуждением ТЭД при увеличении силы тяги от 104 Н до 8.1·104Н значительно меняется величина относительной скорости скольжения от 0,014 до 0,029. При этом рост сопровождается уменьшением суммарной скорости, т. е. увеличивается скорость скольжения (рис. 3, кривая 1и 1’’)

Относительная скорость скольжения у локомотива с независимым возбуждением практически не зависит от силы тяги (рис.3, кривая 2 и 2’’’). Кроме того, при уменьшении суммарной скорости и увеличении силы тяги величина увеличивается с 0,019 до 0,022, это означает, что скорость скольжения увеличивается на малую величину. Анализ полученной кривой свидетельствует о практически постоянной скорости движения локомотива с независимой системой возбуждения ТЭД при увеличении силы тяги.

В соответствии с принципами построения модели выразим силу сцепления в виде:

, (22)

Здесь j– число пятен захвата на контактной площадке, i– число взаимодействий между атомами колеса и рельса в одном пятне захвата, Fj – суммарная сила взаимодействия в одном захвате, N3– число захватов, Nв – число взаимодействий между атомами колеса и рельса в одном захвате, Fij – сила взаимодействия между двумя атомами колеса и рельса,

  Fij .  (23)

Здесь  U – энергия связи одного моля в металле (U0= 2,5 104 Дж/моль), Na– число Авагадро (Na= 6,02 1023 моль-1), ra –расстояние между взаимодействующими атомами примем равной диаметру первой Боровской орбите (ra 2,3·10–10м).

Рис.3. Зависимость относительной скорости скольжения колеса локомотива от величины силы тяги и скорости движения (кривая 1 и2); в координатах [Fк;v], [;v] и [;Fк] кривые 1и 2, 1’’и 2’’. 1’’’и 2’’’, соответственно, 1локомотив с последовательным возбуждением ТЭД, 2 локомотив с независимым возбужде нием ТЭД

Примем, что число пятен захвата определяется концентрацией дислокаций на поверхности  Nд(Fк), тогда

F==Fj Nд(Fк)S  (24)

где Fj сила взаимодействия в одном захвате  ,

Здесь Si– площадь взаимодействия i–того атома в j–том захвате, Sиск   площадь искажения решётки на поверхности рельса в результате выхода одной дислокаций.

Сведем полученные соотношения (17) и (18) в единое уравнение решение которого позволяет определить коэффициент сцепления (П–вертикальная нагрузка, передаваемая от колеса на рельс:

, (25)

где р(ε определяется выражением (18).

Уравнение (25) позволяет построить поверхности сцепления в зависимости от скоростей движения и скольжения для двигателей с разными системами возбуждения (рис.4), поскольку выражение, определяющее концентрацию дислокации в пятне контакта Nд, входящее в выражение (25), является функцией тяговой характеристики электродвигателя. При этом поверхность (1) для тягового электродвигателя (ТЭД) последовательного возбуждения лежит ниже, чем аналогичная поверхность (2) для локомотива с ТЭД независимого возбуждения. Кроме того, поверхность (2) слабо зависит от скоростей движения и скольжения, что соответствует эксплуатационным испытаниям.

Отличие поверхностей коэффициента сцепления для двигателей с независимым и последовательным возбуждением, представленных на рис. 4, объясняется различием кривым Fк=f(v) для этих двигателей.

Рассмотрим поверхность сц= f(v,vск), в начале как совокупность кривых в плоскости [сц;v], а затем в плоскости [сц;vск]. Анализ зависимостей коэффициента сцепления от скорости движения колеса при разных постоянных значениях его скорости скольжения показывает следующее: максимальный коэффициент сцепления уменьшается с увеличением скорости движения колеса, что соответствует общепринятым представлениям. Вместе с этим, при больших значениях скорости скольжения колеса падение коэффициента сцепления замедляется с ростом скорости движения.

Рис. 4. Зависимость коэффициента сцепления от скорости скольжения колеса по рельсу и скорости движения локомотива, поверхность1  для двигателя локомотива с последовательным возбуждением; поверхность 2 для двигателя локомотива с независимым возбуждением;

Зависимости сц=[f(vск)]v=const свидетельствуют о том, что скорость движения колеса оказывает решающее влияние на процесс его сцепления с рельсом. При малых значениях v вид этих кривых отличается резким снижением сц  после превышения величины скорости скольжения критического значения. С увеличением скорости движения колеса максимум коэффициента сцепления уменьшается, и величина возрастает. Причем с увеличением скорости движения колеса максимум этих зависимостей менее выражен.

Поверхность 1, была перестроена в зависимость сц() –(характеристика сцепления) рис. 5, кривая 2 –пунктирная. Сравнение расчетной характеристик сцепления с экспериментальной характеристикой, приведенной в работах Ф. Барвела, А. Л. Голубенко и других исследователей (рис.5,кривая1) показывает, что коэффициенты сцепления при кр на рассматриваемых кривых практически совпадают, а на восходящей и падающей ветви характеристики несколько отличаются.

Этот факт можно объяснить двумя причинами. Первая – экспериментальные кривые построены по усредненным замеренным значениям. В ходе экспериментов величина относительной скорости скольжения может оставаться постоянной, при различных значениях скоростей скольжения и движения колеса. Но, как видно из рис. 4 разным скоростям скольжения и движения соответствуют разные значения коэффициентов сцепления. Однако при усреднении значений коэффициентов сцепления этот факт не учитывался.

Вторая причина отличия кривых состоит в том, что изменение значений концентраций дислокаций в поверхностных слоях рельса, вызванные скоростью деформации рельса можно достаточно точно определить, но исходную концентрацию дислокаций можно только оценить.

Как видно из этого рисунка в целом наблюдается удовлетворительная сходимость представленных на нём расчётной и экспериментальной характеристик сцепления.

На рисунке 5, кривая 3, представлена зависимость коэффициента сцепления от относительной скорости скольжения при независимом возбуждении ТЭД, полученная перестроением поверхности 2 рис. 4. При сопоставлении кривых2 и 3 рис.5 видно, что при срыве сцепления у локомотива с последовательным возбуждением буксование колес значительнее, чем у локомотива с независимым возбуждением  ТЭД. Это факт объясняется жесткостью характеристики ТЭД с независимым возбуждением и также известен из практики эксплуатации локомотивов.

Рис. 5. Зависимость коэффициента сцепления от относительной скорости скольжения: по экспериментальным данным Ф.Барвела кривая (1) ; по результатам расчетов кривая 2 пунктирная при последовательным возбуждении ТЭД, кривая(3) при независимом возбуждении ТЭД.

Решение уравнения (25) позволяет также найти зависимости максимальных значений коэффициентов сцепления от скорости движения локомотива бсн(v), которые сравнивались с эмпирическими, приведенными в правилах производства тяговых расчётов (ПТР) для трех групп электровозов: 1) ВЛ10, ВЛ11, ВЛ82, ВЛ82М, 2) ВЛ22, ВЛ23, ВЛ8, 3) ВЛ60, ВЛ60р, ВЛ80к, ВЛ80т, ВЛ80р, ВЛ80с. Для этого по данным ПТР и по результатам расчета были построены нормированные кривые сцепления нбсн (рис.6), для указанных трех групп электровозов.

нбсц:= ,

где бсц(0) – значение коэффициента сцепления при скорости движения равной нулю.

Анализ рисунка свидетельствует о том, что эмпирические и теоретические нормированные кривые нбсц:имеют удовлетворительную сходимость. При малых скоростях движения значения нбсц:мало отличаются для всех групп электровозов. С увеличением скорости движения расхождение возрастает, наибольшее отклонение эмпирических и теоретических нормированных кривых наблюдается для электровозов постоянного тока первой группы. По-видимому, это объясняется высокими погрешностями измерений в экспериментах этой группы, выполнявшихся в 1950 -60 г.г.

В целом зависимости, приведенные на рис. 3 – 6 свидетельствуют о корректности предложенной модели процесса взаимодействия колеса и рельса и об её способности объяснить основные закономерности характеристики сцепления. Отметим, что расчеты Fcu и vск были выполнены для движения локомотива в режиме тяги. Полученное выражение (25) будут также справедливы и для режима торможения.

Рис. 6. Нормированные кривые сцепления, полученные экспериментально -сплошные линии, расчетная- пунктирная линия, для трех группэлектровозов

Для  исследования процесса реализации сцепления колеса локомотива с рельсом была применена разработанная модель сцепления. Расчеты были выполнены на базе программного пакета Matlab с использованием подсистемы Simulink. При расчетах использовалась модель, разработанная на кафедре «Электрическая тяга», учитывающая вертикальные колебания, (подпрыгивание, галлопирование, боковая качка) тележки электровоза с осевой схемой 20–20, а также крутильные колебания в её тяговой передаче.

Рис. 7. Кинематическая схема двухосной динамической модели системы

экипаж-путь (вид сбоку)

В качестве независимых обобщенных координат для описания рассматриваемых колебаний были выбраны следующие угловые и линейные координаты:

zт,

где yкл1, yкпр1, – углы поворота левого и правого колеса первой колесной пары; yкл2, yкпр2, – углы поворота левого и правого колеса второй колесной пары; я1, я2, – углы поворота якорей первого и второго тягового двигателя; yд1, yд2 – поворот первого и второго тягового двигателей относительно оси колесной пары (галопирование тягового двигателя); zт – перемещение тележки вдоль оси z (подпрыгивание тележки); yт – поворот тележки относительно оси y (галопирование тележки); xт – поворот тележки относительно оси x (боковая качка тележки);

На основе формулы Лагранжа были найдены выражения для приведенных моментов инерции колес, двигателей и их якорей локомотива (ось Y) относительно выбранных обобщенных координат, а также обобщенные силы инерции, действующие на тележку. Выражения активных сил, действующих в тяговой передаче локомотива и на раму его тележки были представлены через независимые обобщенные координаты.

Дифференциальные уравнения составлены на основе принципа Даламбера для выбранных обобщенных координат. Их анализ показал, что уравнения крутильных колебаний в тяговой передаче являются инерционно связанными, кроме того в результате выбора обобщенных координат все координаты, описывающие линейные перемещения элементов колесно-моторных блоков, являются циклическими.

В пятой главе приведены результаты расчетов, позволяющие изучить реализацию сцепления локомотива с последовательной и независимой системой возбуждения при его движении в режиме тяги, а также при срыве сцепления.

Рассмотрим рассчитанные зависимости от времени тока якоря ТЭД, величины силы сцепления, относительной скорости скольжения и величины моментов сил сцепления и тяги для последовательной и независимой системы возбуждения ТЭД электровоза при реализации и срыве сцепления. Кроме того, для ТЭД с разными системами возбуждения рассмотрим зависимость величины силы сцепления от относительной скорости скольжения колеса локомотива.

При изучении реализации сцепления были выбраны величины тока якоря ТЭД с различными системами возбуждения, которые приводят к появлению пробуксовки колес локомотивов с последующим восстановлением. Расчеты этих процессов для двигателя с последовательной системой возбуждения были выполнены для широко распространенного электровоза ВЛ-80с., масса поезда была принята равной 5000т.

На рис.8. а и б представлены временные зависимости тока двигателя последовательного и токов обмоток якоря и возбуждения ТЭД независимого возбуждения локомотивов, соответственно. Из этих рисунков видно, что начало пробуксовки колес локомотива происходит при разных токах двигателей.

Рис. 8. Временные зависимости при пробуксовки локомотива соответственно для последовательного (а, в, д, ж) и независимого возбуждения двигателя (б. г, е, з): а и  б ток двигателя, ток якоря и возбуждения двигателя, в и  г относительные скорости скольжения, д и  е силы сцепления, ж и  з электрического момента и момента сцепления

Величина максимального тока якоря ТЭД, при котором начинается процесс буксования, с независимым возбуждением составляет 1220 А, а с последовательным возбуждением 1150 А.Ток якоря ТЭД с независимым возбуждением при пробуксовке уменьшается в 6 раз, достигая значения в 200А, не смотря на это, сцепление колеса локомотива с рельсом восстанавливается. Наблюдаемое утолщение (рис. 8, в, г, д, е, ж, з) свидетельствует о возникновении высокочастотных циклов крутильных автоколебаний колеса электровоза причиной которых, как будет сказано ниже, является неравновесное состояние поверхности рельса в пятне контакта, из-за высокой температуры, приведшей к частичной потере поверхностными слоями рельса сопротивления сдвигу. Частоты этих автоколебаний составляют 60 70 Гц, что хорошо согласуется с результатами, полученными другими авторами.

Максимальное значение величины относительной скорости скольжения колеса для локомотива с независимой системой возбуждения составляет (max=0,19), что в четыре раза больше  чем у локомо

тива с последовательной системой возбуждения ТЭД (max=0,049) (рис.8, в, и г).

Первый максимум величины силы сцепления у локомотива с последовательным и независимым возбуждением наступает одновременно при tн=0,5с. Величина силы сцепления у локомотива с последовательным возбуждением при пробуксовке уменьшается с 35,5кН до 33,0кН.

У локомотива с независимым возбуждением величина силы сцепления падает с 36кН до 80 кН, что составляет 77%. При таком уменьшении силы сцепления можно говорить о буксовании.

Необходимо отметить, что время буксования локомотива с независимой системой возбуждения в два раза больше. Степень буксования подтверждается падением величины сцепления колеса локомотива с рельсом, увеличением относительной скорости скольжения колеса локомотива по рельсу и большим временем буксования. В то же время восстановление сцепления колес электровоза с различными системами возбуждения с рельсом практически равны.

Причина, позволяющая после глубокого буксования восстановить сцепление электровоза с независимой системой возбуждения ТЭД, следующая. Значительная скорость скольжения колеса локомотива по рельсу приводит к прогреву поверхности рельса на контактной площадке, что способствует интенсивному разрушению окисной пленки с загрязнениями и удалению  их на периферию пятна контакта. В результате создаются условия для осуществления захватов на всей поверхности контактной площадке, что приводит к восстановлению сцепления колеса электровоза с рельсом при уменьшении силы тяги (Fк), вызванной увеличением суммарной скоростью колеса, до величины Fсц (рис. 8, з).

На основе расчетных зависимостей Fсц(t) и  (t) были построены фазовые портреты Fсц(), представленные на 9. а и б. Малая амплитуда  высокочастотных автоколебаний на фазовых траекториях локомотива с последовательным возбуждением (рис. 9, а) и большая амплитуда на фазовых траекториях электровоза с независимым возбуждением (рис.9, б) свидетельствует о значительной нестабильности поверхности рельса в последнем случае. Это вызвано тем, что глубокое буксование локомотива с независимым возбуждением (рис.8, е) приводит поверхность материала рельса, находящуюся в контакте с колесом, в метастабильное состояние, при котором отсутствует сопротивление сдвигу. При уменьшении скольжения колеса происходит уменьшение температуры поверхности рельса и переход её из метастабильного в стабильное состояние. Этому переходу соответствует неравновесное состояние поверхности рельса, при котором её отдельные точки одновременно находятся в разных термодинамических состояниях.

Рис.9. Зависимость величины силы сцепления  от относительной скорости скольжения для локомотива а) с последовательным возбуждением (0,044<<0,048) б)с независимым возбуждением при 00,1.

Как видно из рис. 9, б , автоколебания колес локомотива с независимой системой возбуждения ТЭД представляют собой неустойчивые высокочастотные крутильные колебания.

Для более глубокого анализа процесса реализации сцепления электровоза с различными системами возбуждения ТЭД рассмотрим временные зависимости тока двигателя локомотива, относительной скорости скольжения колеса по рельсу (), силы сцепления правого Fсцпр и левого колеса Fсцлв,  а также суммарной силы сцепления колесной пары Fсц и силы тяги Fк при наезде левом колесом на масляное пятно на поверхности рельса. Моделирование наезда колеса на масляное пятно заключается в уменьшении на 50% действующей силы сцепления левого колеса.

Рассмотрим временные зависимости (рис. 10) соответственно для последовательного (а, в, д, ж) и независимого возбуждения двигателя (б. г, е, з) при “наезде” левым колесом локомотива на масляное пятно в интервале 2с – 6с: а и б –ток двигателя, ток якоря и возбуждения двигателя, в и  г – относительные скорости скольжения   , д и е –сила сцепления правого и левого колеса; ж и з – сила тяги и суммарной силы сцепления колесной пары.

При наезде электровоза с независимой системой возбуждения левым колесом на масляное пятно происходит резкое снижение Fсцл, а Fсцпр несколько возрастает (рис. 10, е). Снижение Fсцл вызывает увеличение скорости скольжения (рис.10, г). Однако срыва сцепления не происходит, сила тяги за счет роста скорости уменьшается и становится равной, через одну секунду после наезда на пятно, силе сцепления колесной пары (рис. 10, з). Ток якоря уменьшается примерно на 15%, восстанавливаясь до прежней величины после шестой секунды (рис.10, б). На шестой секунде до исходного уровня восстанавливается и суммарная сила сцепления коленной пары.

Таким образом, электровоз с независимой системой возбуждения при наезде на масляное пятно, в целом, не испытывает буксования и, спустя шесть секунд, в полном объеме восстанавливается сцепление.

При наезде левом колесом на масляное пятно у локомотива с последовательной системой возбуждения ТЭД со второй секунды наступает буксование обоих колес (рис. 10, з), , начиная с этого времени, монотонно увеличивается, ток якоря к восьмой секунде уменьшается до 500А (рис.10, а, в). Суммарная сила сцепления колесной пары меньше силы тяги, причем их максимальное различие наступает к 6 с.

В момент времени 6 с происходит восстановление условий для сцепления, однако процесс буксования не прекращается. Сила тяги остается больше суммарной силы сцепления (рис. 10, ж). Это означает, что наличие масляного пятна на поверхности рельса приводит к глубокому буксованию без восстановления сцепления локомотива с последовательной системой возбуждения.

На рис. 11 а и б представлены зависимости от времени буксования локомотива с последовательной системой возбуждения при наезде левым колесом на масляное пятно в интервале 2 с – 6 с при  2сt 2,08 с и 5,98 сt 6,08 с, соответственно. Как видно из этих рисунков, в рассматриваемые моменты времени возникают затухающие крутильные колебания правого и левого колеса частотой  60Гц. Причем колебания правого колеса отстают по фазе на . Полученные значения частот колебаний 60 70 гц соответствуют раннее полученным результатам.

Характеристики сцепления локомотивов с последовательной и независимой системой возбуждения в условиях наезда на масляное пятно рис. 11, а и б, соответственно, свидетельствуют о возникновении в обоих случаях автоколебаний левого колеса на начальной стадии буксования. Автоколебания локомотива с последовательной системой возбуждения соответствуют стационарному режиму автоколебаний с устойчивым предельным циклом, что означает глубокое буксование без восстановления сцепления. Автоколебания левого колеса локомотива с независимой системой возбуждения являются случаями мягкого самовозбуждения, что свидетельствует об устойчивости колеса к буксованию.

Из практики эксплуатации локомотивов с последовательной системой возбуждения известно, что при наезде на масляное пятно для восстановления сцепления подают песок под буксующее колесо. Представим модель данного процесса при следующих условиях: в интервал времени со 2 с по 4,5 с левое колесо локомотива наезжает на масляное пятно; с 4,5 с по 6 с условия для восстановления сцепления на исходном уровне; на 6 с импульсно со скважностью 0,1 с четырехкратно подают песок под оба колеса. Подачи песка происходит путем увеличение силы сцепления  в 1,3 раза по сравнению с силой сцепления исходного уровня.

Рис. 10. Временные зависимости  при “наезде” левым колесом локомотива на масляное пятно в интервале 2-6с соответственно для последовательного (а. в, д, ж) и независимого возбуждения двигателя (б г, е, з):а и б ток двигателя, ток якоря и возбуждения, в и г относительная скорость скольжения, д и е сила сцепления правого и левого колеса, ж и з сила тяги и суммарная сила сцепления под двумя колесами

Рис. 11 а и б. Зависимости от времени буксования локомотива с последовательной системой возбуждения при наезде левым колесом на масляное пятно в интервале 2с 6с при а) 2сt 2,08с б) 5,98сt 6,08с, соответственно. Для левого колеса 1; для правого колеса 2.

При наезде на масляное пятно начинается процесс буксования; величина тока якоря уменьшается с 850А до 720А; увеличивается на порядок; сила сцепления к 4,5 с под левым колесом уменьшается на 50%, под правым на 30%; в данный отрезок времени сила тяги превышает силу сцепления колесной пары (рис. 13, а, б, в, г). На шестой секунде происходит импульсная подача песка под колесо.

В результате этого, ток якоря монотонно увеличивается; снижается и к девятой секунде относительная скорость скольжения равна первоначальной; сила сцепления под правым и левым колесом равны и возрастают до максимума (27,5 кН) к девятой секунде; сила тяги после прекращения подачи песка меньше суммарной силы сцепления, затем увеличивается до первоначального уровня (рис. 13, а, б, в, г).

Приведенные результаты свидетельствуют, что после подачи песка происходит процесс восстановления сцепления  до первоначального уровня.

Рис. 12. Характеристики сцепления локомотивов с последовательной а  и независимой б системой возбуждения в условиях наезда на масляное пятно.

Рис. 13. Временные зависимости при “наезде” левым колесом локомотива на масляное пятно в интервале 2 4,5с и подачи песка под левое колесо локомотива последовательного возбуждения: а ток двигателя, б относительная скорости скольжения, в сила сцепления правого и левого колеса; г сила тяги и суммарной силы сцепления под обоими колесами оси

Таким образом, электровоз с независимым возбуждением ТЭД обладает устойчивостью к процессу буксования. Тогда как, локомотиву с последовательным возбуждением ТЭД для восстановления сцепления при буксовании необходима подача песка.

В работе было выполнено моделирование процессов срыва и восстановления сцепления для электровоза ВЛ-10, оборудованного системой шунтирования якоря тягового двигателя по схеме Г. В. Самме (рис. 14). Результаты эксплуатационных испытаний данного электровоза представлены на рис. 15 а. Скорость скольжения колеса локомотива при буксовании в пределах 7 30 км/час, а выдержка по времени после сброса позиций контроллера машинистом локомотива 1 3 с.

При анализе процесса кратковременного буксования, были получены временные зависимости величины силы сцепления колёс локомотива с рельсом Fсц,, относительной скорости скольжения колеса по рельсу , тока якоря Iя , тока возбуждения Iв и тока шунта Iш для всех четырех осей, представленные на рис. 15, б 19.

Сопоставление экспериментальной осциллограммы буксования (рис.15, а) и расчетной зависимости токов возбуждения, якоря и шунта (рис.15. б) при кратковременном буксовании  свидетельствует об их адекватности.

При отсутствии буксования ток первого и второго якоря ТЭД, одинаковы Iя1= Iя2 =.Iя  , так же как и токи шунтов Iш1 = Iш2  = Iш Величина тока якоря равна  разности тока возбуждения  и тока шунта. Iя  = Iв  – Iш. При буксовании колёс одной из осей или обоих, равновесие схемы нарушается, за счет э. д. с. буксующих двигателей.

На рисунке 15 а приведена осциллограмма процесса буксования который сопровождается уменьшением тока возбуждения (тока якоря) ТЭД. Как видно из этого рисунка, буксование начинается при t=3 с, заканчивается при t=8 с резким уменьшением Iв и  Iя  в результате сброса позиций контроллера машинистом локомотива. Последующее за этим незначительное возрастание Iв при t=8 9 с означает прекращение буксования и восстановление сцепления колес локомотива с рельсом без изменения положения контроллера. Затем машинистом были сброшены ещё три позиции, после чего был начат набор позиций, не приводящий к буксованию колес.

Рис. 14. Схема шунтирования обмоток якоря тягового электродвигателя

Из полученных зависимостей, видно, что с десятой секунды начинается буксование колеса локомотива, который прерывается в конце тринадцатой секунды за счет сброса позиций, резкого уменьшения тока возбуждения (Iв) и якоря (Iя) ТЭД локомотива (рис.15, а,16, в). С этого момента времени происходит уменьшение скольжения и начало восстановления сцепления колеса с рельсом. Начиная с семнадцатой секунды, происходит полное восстановление сцепления, последовательно во времени у колес первой, второй, третьей и четвертой осей локомотива (рис. 16, а).

Как видно из рисунка 16, а, величина силы сцепления у различных колесных осей локомотива несколько отличаются. Это связано с различием величин токов шунта разных ТЭД, которое объясняется различием э. д. с. буксующих двигателей.

На рис. 16, г приведены токи шунта для разных якорей. Изменение величины тока шунта третьего и четвертого якоря меньше, чем у других якорей и практически равны. Различие токов шунта якорей приводит к тому, что отсутствует равенство в изменении токов Iв и Iя при буксовании. Большее изменение тока шунта приводит к большему изменению токов Iя и Iв. В результате этого на всех приведенных рисунках наблюдается отличие, связанное с номером оси. Последующий набор позиций машинистом  (увеличение Iв и Iя  ТЭД рис.15, а и 16, в) не вызывает скольжения. Это означает, что произошло восстановление сцепления колес локомотива с рельсом.

Рис.15, а) Экспериментальная осциллограмма (по данным Г В. Самме) допустимого процесса буксования, б) расчетные зависимости величины тока возбуждения, токов якоря и шунта, кривые 1, 2 и 3 от времени соответственно,  для второй оси,

Объяснение восстановления сцепления после кратковременного буксования и последующего за ним сброса позиций заключается в следующем. При срыве сцепления поверхность рельса в пятне контакта имеет температуру близкую к 1000К, при которой поверхностные слои рельса не обладают сопротивлением сдвигу, что и является причиной срыва сцепления. При этом окисная плёнка на поверхности рельса, с нанесёнными на неё загрязнениями, разрушается, а за счёт скольжения колеса по рельсу выносится на периферию пятна контакта.

Рис. 16. Зависимость величины силы сцепления колес первой, второй, третьей оси и четвертой оси локомотива от времени, кривые 1,2, 3 и 4, соответственно

Рис. 17. Зависимость относительной скорости скольжения колес первой, второй, третьей оси и четвертой оси локомотива от времени, кривые 1,2, 3 и 4, соответственно

Рис. 18. Зависимость величины тока якоря первого, второго, третьего и четвертого ТЭД локомотива от времени, кривые 1,2, 3 и 4, соответственно

Рис. 19. Зависимость величины тока шунта якоря первого, второго, третьего и четвертого ТЭД локомотива от времени, кривые 1,2, 3 и 4, соответственно.

В последующем, увеличение токов Iя и Iв приводит к увеличению силы тяги Fк и тангенциальной составляющей силы, действующей со стороны колеса на рельс, в результате увеличивается  концентрации дислокаций в пятне контакта и число захватов, что является причиной увеличения силы сцепления колеса с рельсом без проскальзывания.

На рисунке 17 представлена зависимость относительной скорости скольжения от времени. С момента срыва сцепления на десятой секунде относительная скорость скольжения колеса по рельсу к моменту сброса позиций машинистом достигает 0,60,7 в зависимости от номера оси локомотива. Такое значение относительной скорости скольжения означает “глубокое” буксование, что достигается благодаря шунтированию обмоток якоря. По-видимому, максимальное значение относительной скорости скольжения равное 0,60,7 является оптимальным для восстановления сцепления после кратковременного буксования.

Как видно из рис. 15, б шунтирование обмоток якоря ТЭД с последовательным возбуждением делает его тяговую характеристику более жесткой. В результате при буксовании колесной пары изменение тока возбуждения значительно меньше, чем тока якоря.

Удовлетворительная сходимость расчетных кривых и экспериментальной осциллограммы (рис. 15, а),приведенной Г. В. Самме дополнительно свидетельствует о корректности модели сцепления колеса рельсом, рассмотренной в работе, и об адекватности объяснений с её помощью известных экспериментальных явлений.

Полученные в данной главе результаты дают наглядное представление об электромагнитных и электромеханических процессах, протекающие как в силовой части локомотива с различными системами возбуждения, так и непосредственно в пятне контакта колеса с рельсом и свидетельствуют о корректности рассмотренной в работе модели сцепления колеса с рельсом.

Основные результаты и выводы

1. Основными факторами, определяющими величину сцепления, являются:

тангенциальное давление на рельс со стороны колеса (сила тяги);

концентрация дислокаций на контактной площадке;

скорость скольжения колеса и скорость движения локомотива;

нормальное давление со стороны колеса на рельс.

2. Существующее нормальное давление на рельс со стороны колеса локомотива создает условие, при котором любое тангенциальное давление, вызванное приложением вращающего момента или силы тяги, приводит к пластической деформации в рельсе.

3. Скольжение колеса локомотива по рельсу является результатом пластического течения поверхностных слоев рельса и определяется силой тяги и скоростью движения локомотива.

4. Для определения температуры поверхности рельса выбран способ, при котором работа диссипативных сил сцепления приравнивается теплоте, выделявшейся в контакте колесо – рельс. Температура поверхности рельса при критическом значении относительной скорости скольжения превышает 1000К.

5. Причиной неустойчивости в процессе скольжения колеса локомотива по рельсу, приводящей к срыву сцепления колеса с рельсом, является метастабильное состояние наклепанного слоя поверхности рельса. Это состояние определяется температурой поверхности рельса достигающей 1000К.

6. Удовлетворительная сходимость (в пределах 10%) расчетных и экспериментальных зависимостей силы сцепления от скоростей движения и относительной скорости скольжения локомотива c последовательной и независимой системой возбуждения ТЭД свидетельствует об адекватности предложенной модели сцепления колеса рельсом.

7. Предложенная в работе модель сцепления колеса локомотива с рельсом совместно с моделью вертикальных колебаний тележки локомотива и крутильных колебаний в его тяговой передаче позволяет выполнять исследования тяговых и сцепных свойств локомотива на стадии его проектирования

8. Расчетным путем показано, что тяговая характеристика локомотива определяет устойчивость электровоза к буксованию. Электровозы с независимым возбуждением ТЭД обладают способностью к самовосстановлению сцепления после буксования при токе якоря, превышающем на10% предельный ток по сцеплению.

10. Процессу срыва и восстановлению сцепления предшествует появление высокочастотных автоколебаний колеса локомотива на угловых жесткостях оси колесной пары и ”вылетах” вала якоря с частотой 60 Гц, вызванное неравновесным состоянием поверхности рельса, при котором её отдельные точки одновременно находятся в разных термодинамических состояниях.

11. Для увеличения сцепления колес локомотива с рельсом предложена очистка рельсов ультразвуковым способом.

12. В электровозах постоянного тока с последовательной системой возбуждения ТЭД при шунтировании резистором обмоток якоря (схема Г. В. Самме) восстановление сцепления происходит за счет значительной скорости скольжения колеса, при кратковременном буксовании, что приводит к удалению окисных пленок с поверхности рельса и созданию благоприятных условий для взаимодействия атомов на поверхности колеса и рельса.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах.

1.Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин. К вопросу о механизме сцепления колесо-рельс подвижного состава. Тезисы докладов Научно-практической конференции, “Колесо-рельс 2003”, М. ВНИИЖТ, с.128-129

2. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин. Кинетика процесса сцепления колесо-рельс. Вестник X1 Международной конференции “Проблемы механики железнодорожного транспорта”, Днепропетровск, 2004, с.116

3. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин. Анализ процесса сцепления колесо-рельс. Вестник X11 Международной конференции “Проблемы механики железнодорожного транспорта”, Днепропетровск, 2005, с.92-94.

4. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин, Расчет температуры в контакте колесо-рельс при скольжении. Мир транспорта, Москва, 2005, №1, с 28-30

5. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин, А. А. Чучин. Физические процессы при скольжении колеса по рельсу. Мир транспорта, Москва, 2006, №4, с. 16-23.

6. Н. Н. Ляпушкин. Сталь-пленка: фрикционные связи. Мир транспорта, Москва, 2007, №2, с 62-65.

7. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин, А. А. Чучин. Автоколебания колеса при срыве сцепления его с рельсом. Наука и техника транспорта, Москва, 2007, №4 с. 66-71

8. Н. Н. Ляпушкин, Сопоставление процессов холодной сварки в условиях трения скольжения и качения колеса по рельсу со скольжением. Наука и техника транспорта, Москва, 2007, №2, с. 73-78.

9. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин, Модель физических процессов в пятне контакта при движении колеса по рельсу со скольжением. Наука и техника транспорта, Москва, 2008, №1 с. 33-42.

10. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин. Коэффициент сцепления и относительная скорость скольжения колеса по рельсу. Мир траспорта Москва, 2007, №4, с. 116-119.

11. Ляпушкин Н. Н., Савоськин А. Н. Окисная пленка рельса и её влияние на фрикционные свойства системы колесо-рельс. //Транспорт: наука, техника, управление. Сборник обзорной информации. М, ВИНИТИ, 2008, №4, с 4849//.

12. Н. Н. Ляпушкин, Термодинамика взаимодействия поверхностей колеса локомотива и рельса. Мир транспорта, Москва, 2008, №1, с 1419

13. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин, А. А. Чучин, Уточнение модели взаимодействия колеса локомотива с рельсом на основе дислокационной теории пластического течения металлов. Транспорт Урала, Екатеринбург, 2010, №2, с 51-53.

14. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин, А. А. Чучин, Моделирование процесса сцепления колеса локомотива с рельсом при  шунтировании обмотки якоря тягового электродвигателя (ТЭД) последовательного возбуждения. Транспорт Российской федерации, Санкт Петербург, 2010, №6 50-54

15. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин, А. А. Чучин, Сравнительный анализ реализации сцепления локомотивов с последовательной и не зависимой системой возбуждения тягового двигателя. //Мир транспорта, Москва, 2010, 4, с 6267//.

16. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин, А. А. Чучин. Уточнение модели скольжения и сцепления колеса локомотива с рельсом. //Вестник В.Э.л. НИИ, Новочеркаск, 2011, 4, с17-21//.

17.Н. Н. Ляпушкин Реализация сцепления локомотива с независимой системой возбуждения тягового двигателя. //Мир транспорта, Москва, 2011, 4, с 3134//.

18. Н. Н. Ляпушкин Сравнительный анализ реализации сцепления колеса с рельсом для локомотивов с последовательной и независимой системой возбуждения тягового электродвигателя при “наезде” на масляное пятно.//Транспорт: наука, техника, управление. Сборник обзорной информации. М, ВИНИТИ, 2011, №6, с 3439//.

19.Модель сцепления колеса локомотива с рельсом при шунтировании обмотки якоря тягового электродвигателя (ТЭД) последовательного возбуждения. Труды X1 научно-практической конференции “Безопасность движения поездов” Москва, 2010.с56-58

20. Н. Н. Ляпушкин, А. Н. Савоськин, А.П. Васильев. Применение физической модели сцепления для исследования устойчивости движения колесной пары, упруго связанной с тележкой.//Труды международной научно-технической конференции Транспорт ХХI века, Екатеринбург, 2011, с244 -251

21. Н. Н. Ляпушкин, Р. С. Бендтиткис. Авторское свидетельство № 712297 Устройство для увеличения сцепления колеса с рельсом.

22. Р. С. Бендтиткис, Н. Н. Ляпушкин, Н. А. Панькин Авторское свидетельство № 712296 Способ увеличения сцепления колеса с рельсом.

 






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.