автореферат диссертации по транспортному, горному и строительному машиностроению, 05.05.03, диссертация на тему:Методология разработки рациональных конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов

На правах рукописи

Павленко Петр Дмитриевич

МЕТОДОЛОГИЯ РАЗРАБОТКИ РАЦИОНАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ НЕСУЩЕЙ СИСТЕМЫ И ХОДОВОЙ ЧАСТИ БОЛЬШЕГРУЗНЫХ СТРОИТЕЛЬНЫХ АВТОМОБИЛЕЙ-САМОСВАЛОВ

Специальность 05.05.03 - Колесные и гусеничные машины

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Набережные Челны-2005

Работа выполнена в Камском государственном политехническом институте и Научно-техническом центре ОАО «КАМАЗ»

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Годжаев Захид Адыгезалович

доктор технических наук, профессор Гарифуллин Мансур Фоатович

доктор технических наук, профессор Шефер Леопольд Анатольевич

Ведущая организация Открытое акционерное общество

Автомобильный завод «Урал» (ОАО Д3 «Урал», г. Миасс)

Защита состоится «12» мая 2005 г. в 13 часов на заседании диссертационного совета Д 212.309.01 при Камском государственном политехническом институте по адресу: 423810, г. Набережные Челны, пр. Мира, 68/19, ауд. 401, тел. (8552) 39-66-29.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Камского государственного политехнического института

Автореферат разослан «11» апреля 2005 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, к.т.н., доцент

Симонова Л.А.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. В настоящее время в стране велика потребность в большегрузных строительных автомобилях-самосвалах, без которых немыслимо расширение промышленного, дорожного и жилищного строительства, развитие топливно-энергетического комплекса и сельскохозяйственного производства. Наряду с задачей увеличения производства высокопроизводительных автомобилей-самосвалов стоит задача снижения их металлоемкости, повышения качества, надежности, ресурса и конкурентоспособности на рынке. Проблема повышения надежности и увеличения ресурса автомобилей является частью общей проблемы безопасности и регулярности работы транспорта, а также его экономической эффективности.

Наиболее металлоемкими и дорогостоящими узлами автомобиля-самосвала являются несущая система и ходовая часть. Это основные силовые элементы конструкции автомобиля. Жесткость и прочность несущей системы в значительной мере предопределяют работоспособность машины в целом. Выход из строя рамы, являющейся основным силовым элементом несущей системы, вследствие разрушения или необратимой деформации, связан с трудоемкими и дорогостоящими ремонтными работами. Усталостные разрушения деталей ходовой части автомобиля нередко приводят к тяжелым дорожно-транспортным происшествиям. Создание высокопрочных и долговечных конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей является задачей огромного значения.

Выполнение растущих требований к надежности, ресурсу и металлоемкости несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов может быть достигнуто за счет разработки рациональных конструкций, устранения избыточных запасов прочности, максимального использования возможностей материала и технологии. Решение этой научно-технической проблемы начинается на этапе разработки технического проекта машины. Отсутствие методологии разработки рациональных конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов не позволяет вести целенаправленные и эффективные расчетные и экспериментальные исследования по обеспечению надежности и долговечности этих сложных машиностроительных объектов с учетом влияния большого числа конструктивных, технологических и эксплуатационных факторов. Объем выпуска большегрузных строительных автомобилей-самосвалов и количество их в эксплуатации из года в год увеличиваются, поэтому следует ожидать, что решение проблемы обеспечения надлежащей надежности и большого ресурса конструкций несущей системы и ходовой части самосвалов, при одновременном снижении их металлоемкости, может принести значительный технико-экономический эффект. В связи с тем, что сложная научно-техническая проблема разработки рациональных конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей- самосвалов решена не полностью, тема диссертации является актуальной.

Цель исследования. Создание методологии разработки рациональных конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

- на основе статистического анализа информации об эксплуатационной надежности большегрузных строительных автомобилей-самосвалов, установить критерии предельных состояний их несущей системы и ходовой части, лимитирующих работоспособность последних;

- выявить типичные виды эксплуатационных разрушений элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов и определить функции распределения их ресурса в эксплуатации;

- на основе статистической информации об условиях эксплуатации большегрузных автомобилей-самосвалов составить их типовой рабочий цикл;

- исследовать нагруженность элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов при эксплуатации по типовому рабочему циклу и на специальных дорогах и сооружениях автополигона;

- выбрать комплекс специальных дорог и сооружений автополигона, оказывающих повреждающее воздействие на элементы несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов, эквивалентное типовому рабочему циклу;

- разработать расчетно-экспериментальные методики формирования рациональных по жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных автомобилей-самосвалов;

- обосновать выбор методов расчета усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части самосвалов;

- разработать методики перехода от усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части, полученной при гармоническом нагружении на стендах, к усталостной долговечности при эксплуатации и испытаниях на автополигоне;

- разработать критерии усталостной долговечности, схемы и блок-программы испытаний силовых конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов.

Объектами исследования являются конструкции несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов семейства КамАЗ.

Предмет исследований. Методы проектирования несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов.

Методы исследований. Решение поставленных задач базируется на методах статистической обработки результатов испытаний и информации об эксплуатационной надежности автомобилей; вероятностных и детерминированных методах анализа нагруженности автомобильных конструкций; численных и экспериментальных методах исследования напряженно-деформированного состояния конструкций; вероятностных методах расчета усталостной долговечности конструкций по номинальным напряжениям и локальным деформациям; методах ускоренных ресурсных испытаний автомобильных конструкций в стендовых и полигонных условиях.

Достоверность и обоснованность принятых в диссертационной работе решений подтверждается полнотой и обстоятельностью анализа известных методов проектирования и доводки машин; корректным применением теории математи-

ческой статистики и методов математического моделирования технических систем; корректностью выбора исходных допущений и ограничений при исследовании несущих систем и ходовой части автомобилей; достаточной адекватностью используемых математических моделей исследуемым объектам; согласованностью теоретических результатов с результатами экспериментальных исследований, полученных в НТЦ ОАО «КАМАЗ», а также результатами эксплуатации машин с реализованными в конструкции техническими решениями диссертационной работы.

Научная новизна диссертационного исследования заключается в следующем:

1. Разработана методология создания рациональных конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных самосвалов по критериям жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости, базирующаяся на статистической информации о надежности прототипов проектируемых конструкций в эксплуатации, функциях распределения их усталостной долговечности, анализе статистического характера действующих нагрузок и функций распределения амплитуд напряжений в элементах при эксплуатации по типовому рабочему циклу и испытаниях на эквивалентном комплексе дорог и сооружений автополигона, анализе полей напряжений и деформаций в элементах конструкций расчетными и экспериментальными методами, использовании статистических характеристик сопротивления усталости элементов, теории подобия усталостного разрушения и вероятностных методов расчета на усталость, методах ускоренных ресурсных стендовых испытаний конструкций.

2. На основе статистической информации о надежности большегрузных автомобилей-самосвалов в эксплуатации установлены критерии предельных состояний несущей системы и ходовой части, лимитирующих работоспособность последних. Определены функции распределения и коэффициенты вариации усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов в эксплуатации.

3. Составлен статистически обоснованный типовой рабочий цикл большегрузных строительных автомобилей-самосвалов; подобран комплекс специальных дорог и сооружений автополигона, оказывающих повреждающее воздействие на элементы их несущей системы и ходовой части, эквивалентное типовому рабочему циклу.

4. Разработана методика расчета на этапе доводки напряженно-деформированного состояния рамы несущей системы самосвалов методом конечных элементов по смешанной схеме, в которой, в отличие от известных схем, узлы рамы представляются оболочечными элементами, а податливости их определяются экспериментально.

5. Установлено, что для получения достаточно точной оценки напряженно-деформированного состояния картеров ведущих мостов в конечно-элементных моделях их следует представлять составными оболочками сложной геометрии средней толщины.

6. Разработаны нормы жесткости и прочности несущей системы и элементов ходовой части автомобилей-самосвалов, на основе которых созданы и защи-

щены патентами РФ рациональные по жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости конструкции.

7. Определена точность расчетов усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов при различном уровне случайного нагружения методами номинальных напряжений и локальных деформаций; предложена процедура перехода на основе использования метода локальных деформаций от долговечности элемента конструкции, полученной при гармоническом нагружении в стендовых условиях, к долговечности этого элемента в условиях испытаний на полигоне или в эксплуатации.

8. Разработаны и защищены патентами РФ схемы нагружения, стендовое оборудование и блок-программы ускоренных ресурсных испытаний несущей системы и картеров ведущих мостов большегрузных автомобилей-самосвалов на основе информации о нагруженности их на дорогах полигона.

Практическая ценность. Внедрение в практику проектирования большегрузных строительных автомобилей-самосвалов выявленных в ходе исследований закономерностей, разработанных методик исследования и конструктивных рекомендаций, позволит на стадиях проектирования и доводки создавать надежные, рациональные по жесткости, прочности, долговечности и металлоемкости конструкции их несущей системы и ходовой части, сократить материальные, трудовые затраты и время для создания новых моделей автомобилей. Разработаны и защищены патентами РФ конструкции, удовлетворяющие разработанным нормам жесткости и прочности.

Реализация результатов. Разработанные методики и результаты теоретических исследований используются в НТЦ ОАО «КАМАЗ» при выполнении опытно-конструкторских работ по созданию конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов. Разработанные рекомендации и научные положения диссертации реализованы в конструкциях серийно выпускаемых автомобилей-самосвалов КамАЗ-55111, -65115, -65116, -6520 и в экспериментальном образце автомобиля-самосвала КамАЗ-6522, а также применяются в учебном процессе в КамПИ.

Апробация работы. Основные Положения работы Докладывались на II Всесоюзной НТК «Надежность и долговечность машин! и приборов» (Куйбышев, 1984), Всесоюзных НТС «Динамика и прочность автомобиля» (Москва, 1984, 1986, 1988, 1990, 1992, 1994), X НТК молодых ученых ИМАШ РАН им. А А. Благонравова (Москва, 1985), Всесоюзной НТК «Методы ускоренных стендовых испытаний агрегатов тракторов и сельхозмашин на надежность» (Челябинск, 1991), международных НТК «Новые технологии в машиностроении» (Харьков, 1993, 1996), международных НТК «Механика машиностроения» (Набережные Челны, 1995, 1997), Республиканских НТК «Механика сплошных сред» (Набережные Челны, 1982), «Технология и ресурс» (Казань, 1985), «КамАЗ-КамПИ» (Набережные Челны, 1986), международной НТК «Автомобиль и техносфера. 1САТ8' 2001» (Казань, 2001), Всероссийской НТК «Современные тенденции развития автомобилестроения России» (Тольятти, 2004). Материалы диссертации неоднократно докладывались и обсуждались в 1982-2004 гг. на НТС «ОАО «КА-

«КАМАЗ», на расширенных заседаниях кафедр «Автомобили и автомобильные перевозки», «Основы конструирования машин» КамПИ.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 87 работ, в том числе 33 научных статьи, 17 патентов РФ, 2 отчета НИР.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, выводов и приложений. Общий объем диссертационной работы 396 страниц машинописного текста, включающего 201 рисунок, 25 таблиц, 4 приложения и список использованной литературы из 240 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, определены объекты исследований, приводится постановка задачи и краткая аннотация содержания работы, дана оценка новизны, достоверности и практической ценности полученных результатов, сформулированы защищаемые положения.

В первой главе приведен обзор публикаций и ранее выполненных исследований по рассматриваемой тематике, выделены нерешенные задачи, определены цель и задачи диссертационного исследования.

Отмечено, что для создания рациональных конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов большое значение имеют расчеты их на жесткость и прочность. Успешное проведение расчетов конструкций на прочность зависит от того, насколько точно и полно определены действующие на них нагрузки. Чтобы рассчитать все нагрузки, действующие на автомобиль и тем более на его подсистемы, например, раму, необходимо иметь достаточно подробную динамическую модель. Построению динамических моделей машин для расчетной оценки нагруженности элементов их несущей системы и ходовой части посвящены работы А.А. Силаева, Н.Н. Яценко, В.В. Болотина, Э.И. Григолюка, В.П. Макеева, Н.И. Гриненко, С.С. Дмитриченко, В.А Светлицкого, А.С. Гусева, В.М. Семенова, З.А. Годжаева, В.П. Жигарева и др. В большинстве работ этих ученых, автомобиль рассматривается как пространственная система, основными элементами которой являются взаимодействующие подсистемы: колеса, балки мостов, подвеска, рама, двигатель, кабина, платформа. Динамические модели постоянно совершенствуются в направлении учета крутильной жесткости рамы и жесткости ее в вертикальной и горизонтальной плоскостях, учета не только радиальной жесткости колеса, но и жесткости его при действии боковой реакции и момента, возникающего в пятне контакта. Моделируя подвеску, стараются также учесть кроме вертикальной жесткости рессор, их жесткость на кручение от усилий взаимодействия с рамой и балками мостов. Нагруженность конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов в значительной мере зависит от взаимодействия рамы с надрамником и кузовом, которое во многом определяется характером связей между ними. Исследованиям этой проблемы посвящены работы Ф.Р. Геккера, В.Н. Белокурова, Н.Г. Владыкина, Д.Н. Спицыной и др. Однако эти особенности нагружения несущих систем автомобилей-самосвалов исследованы еще недостаточно.

Не менее сложной задачей является определение напряжений и деформаций, возникающих в элементах конструкций при действии заданных внешних нагрузок. Для этого служат математические модели подсистем. С развитием рас-

четных методов математические модели подсистем совершенствуются. Так, первоначально, основываясь на трудах Е.А. Чудакова, раму рассматривали только как балку, работающую на изгиб - одномерная модель. С появлением теории тонкостенных стержней, разработанной В.З. Власовым, в работах Н.Ф. Бочарова, Д.Б. Гельфгата, С.С. Дмитриченко, А.А. Иванова, Л.Г. Ласевича, В.А Ошнокова, К. Эрца и др. стала использоваться плоская расчетная схема рамы - двумерная модель. В настоящее время перешли к расчетной схеме, в которой рама рассматривается как пространственная тонкостенная конструкция; ее элементы моделируются тонкостенными стержнями или оболочечными элементами. Разработке таких моделей посвящены работы В.Н. Белокурова, М.Н. Закса, А.А. Захарова, В.П. Жигарева, H.J. Beermanna, D. Fucha, И. Gotbandta. H. Oehlschlaeqera и др. Картеры ведущих мостов также представляются конечно-элементными моделями. Для расчетов, в основном, применяют метод конечных элементов в варианте метода перемещений. При этом используют разнообразные конечные элементы, построенные на основе вариационного принципа Лагранжа (принципа минимума потенциальной энергии деформирования). Удовлетворительное описание напряженно-деформированного состояния пространственных тонкостенных автомобильных конструкций при моделировании их минимальным числом конечных элементов, как показано в работах В.Н. Белокурова и А. А. Захарова, достигается использованием в расчетах пространственных конечных элементов. Расчет предлагается вести методом сил. Однако при расчете методом сил на ЭВМ трудно создать полностью формализованный алгоритм, что повышает требования к квалификации расчетчика и препятствует широкому использованию этого метода при расчетах конструкций в заводских КБ. Отмеченных недостатков лишена предлагаемая в настоящей работе методика расчета конструкций несущих систем по смешанной схеме.

После проведения расчетов необходимо дать заключение о прочности конструкции. В настоящее время на стадии проектирования автомобиля заключение о прочности делается по допускаемым напряжениям или по значениям коэффициентов запаса прочности. Обоснование коэффициентов запаса прочности и допускаемых напряжений для автомобильных конструкций нашло отражение в работах И.А. Одинга, Р.В. Кугеля, Б.В. Гольда, О.Ф. Трофимова, М.Н. Закса и др. В последнее время для оценки конструкций несущей системы и ходовой части автомобиля разрабатываются нормы прочности, обобщающие опыт расчетов, испытаний и эксплуатации мобильной техники, накопленной многими исследователями, НИИ и заводскими КБ. Этому направлению посвящены работы С.Ф. Безверхого, А. И. Сёмина, Х.А. Фасхиева и др.

Используя упрощенные модели, схематизируя нагрузки и проведя расчеты по допускаемым напряжениям, трудно создать надежную и долговечную конструкцию. Для обеспечения надлежащей надежности и долговечности таких сложных машиностроительных объектов, каковыми являются конструкции несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов, необходимо комплексное исследование, учитывающее влияние конструктивных, технологических и эксплуатационных факторов.

Теоретические основы, общая постановка и решения задач надежности и долговечности содержатся в работах Н.Г. Бруевича, Б.В. Гнеденко, Х.Б. Кордон-ского, А.С. Проникова, Я.Б. Шора и др.

Способы вероятностно-статистической оценки выносливости материалов, действующих нагрузок и методы расчета на долговечность и надежность силовых конструкций приведены в работах СВ. Серенсена, И.Ф. Образцова, Д.Н. Решетова, В.В. Болотина, В.П. Когаева, М.Н. Степнова, А.Ф. Селихова, С.С. Дмитриченко, Б.В. Бойцова, Б.В. Гольда, Р.В. Кугеля, B.C. Стреляева, А.П. Гу-сенкова, В.А. Светлицкого, Г.С. Писаренко, В.Т. Трощенко, Н.И. Гриненко, Ю.С. Павлюка, Л.А. Шефера, Ю.С. Борисова, L.F. Coffina, S.S. Mansona, J. Morrow и др. Созданию теории прочности сварных конструкций посвящены работы Е.О. Патона, Г.А. Николаева, Н.С. Стрелецкого, А.€. Куркина, В.А. Винокурова, Н.П. Алешина и др.

Изучению физической природы сопротивления металлов усталости посвя-шены работы И.А Одинга, Я.Б. Фридмана, B.C. Ивановой и др. Существенное значение имеют исследования наиболее эффективных технологических способов поверхностного упрочнения деталей, проводившиеся под руководством Н.Н. Да-виденкова, Н.Д. Кузнецова, И.В. Кудрявцева, A.M. Сулимы и др.

Оценка фактической работоспособности изделий эксперементально-теоретическими методами приобрела за последнее время широкое распространение. Разработка методов ускоренных испытаний, оценки их точности нашли отражение в исследованиях Р.В. Кугеля, Х.Б. Кордонского, М.Н Степнова, Т.А. Француза, А.Ф. Селихова, В.Л. Райхера, С.С. Дмитриченко, Б.В. Бойцова, Н.В. Олейника, G. Jacoby, V. Grubisica, G. Fischera E. Gasnera и др.

В автомобильных конструкциях немаловажное значение имеет экономическая целесообразность мероприятий по повышению надежности и долговечности. Методы нормирования долговечности и надежности конструкций с учетом экономических аспектов их изготовления и эксплуатации подробно рассмотрены в работах Л.Я. Шухгалтера, А.В. Гличева, М.И. Ипатова, ХА. Фасхиева и др.

Анализ состояния вопроса разработки рациональных конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей - самосвалов позволил сформулировать цель и основные задачи диссертационного исследования.

Во второй главе приведен типовой рабочий цикл большегрузных строительных автомобилей-самосвалов, установленный на основе анализа условий их эксплуатации. Отмечены особенности конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов, приведены информация об эксплуатационных повреждениях этих конструкций и результаты ее статистической обработки. Представлены результаты исследований нагруженно-сти элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов в условиях эксплуатации и автополигона.

Большегрузные строительные автомобили-самосвалы работают, в основном, на крупных стройках в различных географических регионах страны, что и определяет их условия эксплуатации. Эти машины большую часть времени совершают транспортную работу по фунтовым дорогам среднего и низкого качества, в

зоне карьеров, в условиях полного бездорожья, особенно в начальный период организации строительных работ. Автомобили-самосвалы работают круглогодично, на коротком плече пробега, с малыми скоростями движения, частыми подъемами кузова и сбрасыванием груза, а также восприятием ударных нагрузок от падающего груза при погрузке. Степень загрузки самосвалов, как правило, определяется емкостью их кузовов или емкостью и числом ковшей экскаваторов, без учета большой разницы в объемных весах различных строительных грузов, что зачастую приводит к перегрузкам автомобилей-самосвалов на 30-40%. Условия эксплуатации большегрузных автомобилей-самосвалов носят случайный характер и имеют вероятностные характеристики дорожных условий, скоростей движения, массы перевозимого груза, режимов движения, но превалирующую часть времени эти машины работают по типовому циклу, включающему: механизированную загрузку в карьере; движение груженого самосвала по карьеру и дорогам на выезде из него; транспортирование груза по дорогам с усовершенствованным покрытием к строительной площадке; движение груженого самосвала по подъездным дорогам к строительной площадке; разгрузку и возвращение самосвала в карьер для загрузки (рис.1).

♦

АйЕг

■ишуаыар

' '-1 'у

Рис.1. Типовой рабочий цикл большегрузного строительного автомобиля-

самосвала и процессы нагружения его конструкций Установлено, что наиболее вероятная протяженность типового маршрута большегрузного строительного автомобиля-самосвала составляет 7,5 км, причем, 30% протяженности этого маршрута - бездорожье в карьере, подъездные дороги к нему и к строительной площадке.

В отечественном и зарубежном автомобилестроении широко практикуется создание автомобилей-самосвалов на базе шасси грузовых автомобилей общего назначения. Более тяжелые условия эксплуатации автомобилей-самосвалов при этом требуют конструктивных мер, направленных на повышение прочности рамы и увеличение угловой жесткости несущей системы с целью обеспечения необходимого ресурса и достаточной боковой устойчивости автомобиля при свале грузов на площадках с поперечным уклоном. Традиционным конструктивным решением по обеспечению этих требований является применение надрамника -

дополнительной рамы, устанавливаемой на основную. Такая схема использована при формировании несущих систем большегрузных строительных автомобилей-самосвалов КамАЗ-55111, 65115, 65116 на базе шасси седельного тягача КамАЗ-54112.

Рис. 2. Несущая система автомобиля КамАЗ-55111 с надрамником

Надрамник у этих автомобилей-самосвалов имеет массу 318 кг, что составляет около 40% массы основной рамы. Рама автомобиля представляет собой конструкцию лестничного типа со штампованными лонжеронами швеллерного сечения из стали 22Г2ТЮ, соединенных между собой шестью поперечинами открытого профиля из стали 20. Балка передней оси автомобилей-самосвалов с колесной формулой 6x4 двутаврового сечения из термоулучшенной на твердость 241...285 НВ стали 40Х. Картер переднего ведущего моста полноприводных автомобилей-самосвалов составной конструкции, с литым из стали 35Л картером, запрессованным в нем кожухом полуоси трубчатого сечения из стали 18ХГТ и с шаровыми опорами поворотных цапф из термоулучшенной на твердость 241...285 НВ стали 40Х, соединенных шпильками с одной стороны с отливкой картера, а с другой - с кожухом полуоси.

Анализ информации о надежности более 500 большегрузных строительных автомобилей-самосвалов семейства КамАЗ, эксплуатирующихся в различных географических регионах страны показал, что основным видом повреждений конструкций несущей системы и ходовой части (за исключением балки передней оси) являются усталостные трещины и разрушения их элементов. При пробеге до капитального ремонта (350-600 тыс. км для различных моделей) усталостных трещин элементов несущей системы и ходовой части не имели лишь 20% автомобилей. Усталостные разрушения балок передней оси при эксплуатации автомобилей-самосвалов происходили крайне редко и являлись следствием дефектов металла. Чаще балки выходили из строя из-за остаточных деформаций от единичных перегрузок. Имели место случаи выхода из строя несущих систем из-за необратимых деформаций их элементов вследствие потери кузовом боковой устойчивости при разгрузках самосвалов на неровных площадках.

Критериями предельного состояния несущей системы, лимитирующего работоспособность большегрузных строительных автомобилей-самосвалов, являются необратимые деформации из-за потери кузовом поперечной устойчивости при разгрузках самосвалов на неровных площадках и усталостные разрушения лонжеронов и поперечин рамы, балок передней оси - пластические деформации

вследствие перегрузок, картеров ведущих мостов - усталостные трещины и разрушения их балок и цапф.

Информация по эксплуатационным повреждениям элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов, а также рамы базового седельного тягача КамАЗ-54112 была систематизирована методом статистической обработки результатов незавершенных испытаний автомобилей на надежность. В результате обработки статистического материала с помощью критериев согласия было установлено, что эмпирические распределения ресурса лонжеронов и поперечин рам, а также картеров переднего и задних ведущих мостов хорошо согласуются с теоретическим законом нормального распределения. Плотность нор-

(х-тхУ

мального распределения /(*)«—¿=ехр

2<т*

где тх - среднее значе-

ние, а - среднее квадратическое отклонение случайной величины х, то есть ресурса. Средний ресурс тх лонжеронов рам автомобилей-самосвалов составил 468 тыс. км пробега с коэффициентом вариации второй и третьей попе-

речин - 120 и 156 тыс. км с о=0,22 и 0,32 соответственно. Средний ресурс картера переднего моста, шаровых опор поворотных цапф и картера задних ведущих мостов соответственно составил 368, 352 и 482 тыс. км пробега с коэффициентами вариации 0,23, 0,28 и 0,26. Долговечность элементов рамы базового автомобиля - седельного тягача КамАЗ-54112, оказалась ниже, чем у самосвалов. Усиление рамы надрамником, привело к повышению ресурса ее элементов, несмотря на более тяжелые условия эксплуатации самосвалов. Ярко выраженное локальное распределение зон разрушения показывает, что исследуемые конструкции рам и картеров ведущих мостов далеки от равнопрочных и при достаточно полном учете характера их нагружения и разработке научно обоснованных конструктивно-технологических решений достижения необходимой жесткости и прочности можно повысить долговечность и снизить их металлоемкость.

Оценка эксплуатационной нагруженности элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов проводилась с помощью наклеиваемых на раме и картерах мостов проволочных тензодатчиков марки 2ПКБ10-200 и тензо-метрической аппаратуры фирмы НВМ (Германия). Датчики наклеивались в наиболее напряженных зонах конструкций, которые были определены на основе информации по эксплуатационным их разрушениям. Ориентация тензодатчиков в исследуемых зонах конструкций проводилась в соответствии с направлениями главных напряжений, для выявления которых, были применены хрупкие лаковые покрытия. Исследования нагруженности элементов рам и ходовой части проводились при движении снаряженных и груженых автомобилей по типовому рабочему маршруту (песчаный карьер, подъездные дороги к карьеру и строительной площадке, дороги с усовершенствованным покрытием), а также по специальным дорогам НИЦИАМТ: треку со сменными неровностями высотой 0,23 м, «бельгийской мостовой», мощеной, грунтовой и горной дорогам. Оценивалась также нагруженность конструкций самосвалов при загрузках и свале грузов как на ровных, так и на неровных площадках. Кроме этого измерялись величины боковых нагрузок, действующих на раму со стороны передней подвески и углы закручивания несущей системы при движении самосвалов по различным дорогам. Схе-

матизация случайных процессов нагружения конструкций проводилась по методу «стекающего дождя» с помощью универсального классификатора SM-130 (Япония).

Анализ результатов измерений напряжений в наиболее повреждаемых местах рамы и картеров ведущих мостов в эксплуатационных условиях автомобилей-самосвалов показал, что элементы рамы и картеров мостов испытывают наибольшее нагружающее воздействие при движении самосвалов по карьеру и подъездным к нему дорогам. У рамы при этом, высокому уровню напряженности подвержены как лонжероны, так и поперечины. При движении самосвала на этих участках маршрута зафиксированы также наибольшие величины углов закручивания несущей системы (3,5° по базе автомобиля). Величины динамических напряжений и углов закручивания несущей системы, зарегистрированные в этих условиях, соизмеримы с записанными на треке со сменными неровностями автополигона. Это указывает на то, что наиболее интенсивное накопление усталостных повреждений элементов рамы происходит при переменных закручиваниях несущей системы, что имеет место в случаях движения автомобиля по неровным дорогам, имитацией которых является трек со сменными неровностями полигона. Другие специальные дороги автополигона (мощеная дорога, «бельгийская мостовая» и горная дорога) оказывают меньшее нагружающее воздействие на несущие конструкции, чем трек со сменными неровностями. При движении автомобилей-самосвалов в тяжелых дорожных условиях, как показали замеры, наибольших значений достигают и боковые нагрузки, действующие на раму. Максимальная их величина с увеличением скорости движения возрастает и достигает 8% полного веса самосвала. Уровень напряженности элементов рамы и картеров мостов при движении груженых автомобилей-самосвалов в среднем на 20 % выше, чем при движении порожних. При свале грузов напряженность элементов рамы и картеров мостов исследуемых самосвалов оказалась большей, чем при погрузках. При движении самосвала напряжения в балке передней оси и в картерах ведущих мостов от изгиба их в вертикальной плоскости значительно большие, чем от изгиба в горизонтальной плоскости. Средние значения напряжений от изгиба в горизонтальной плоскости составляют 10-20% значений напряжений от изгиба в вертикальной плоскости, а максимальные значения достигают 40-50%. При экстренном торможении автомобиля, из-за продольного перераспределения его веса, напряжения в балке передней оси от изгиба в вертикальной плоскости увеличиваются, а в картерах задних мостов - уменьшаются вдвое, по сравнению с напряжениями от статической осевой нагрузки. Наибольшие нагрузки мосты испытывают при движении груженого самосвала по грунтовой дороге низкого качества и разбитым мощеным дорогам. Коэффициенты динамичности при этом достигают значений 2,5-2,7.

На основе анализа результатов динамического тензометрирования можно заключить, что ресурс балки передней оси и картеров ведущих мостов определяется переменными нагрузками, изгибающими их в вертикальной плоскости.

При исследованиях нагруженности конструкций установлено, что самосвал на малой скорости может преодолевать неровности дороги высотой 0,5 м. Так как такие неровности водители преодолевают с малой скоростью, то нагружение

конструкций несущей системы и ходовой части самосвала при этом можно считать квазистатическим. Коэффициенты запасов прочности не разрушающихся в эксплуатации элементов несущей системы самосвалов при их статических перекосах на 0,5 м (диагонально расположенные колеса автомобиля наезжают на неровности высотой 0,25 м) составляли минимум 1,5, при движении по треку со сменными неровностями высотой 0,23 м - 1,3. Эти величины перекоса самосвала и коэффициентов запаса прочности элементов его несущей системы могут быть приняты в качестве нормативных при предварительных расчетах.

Используя функцию распределения амплитуд напряжений при работе самосвала по типовому циклу (рис.4) и характеристики сопротивления усталости стали 22Г2ТЮ (<т_1=230 МПа, и„_1=0,1, т=4) вероятностным методом была рассчитана функция распределения усталостной долговечности (ФРД) лонжерона рамы в сечении над осью среднего моста автомобиля, представленная на рис.5. На этом же рисунке нанесена эмпирическая ФРД этого сечения лонжерона полученная по данным эксплуатации. Как видно из рис.5, расчетная функция практически совпадает с эмпирической, что указывает на правильность определения типового рабочего цикла самосвалов.

Оценка прочности по коэффициентам запаса или по допускаемым напряжениям не дает информации о надежности конструкции в явном виде; она может быть получена только после проведения статических, динамических и эксплуатационных испытаний, причем весьма актуальной становится задача сокращения сроков испытаний. Для этого служат методы эквивалентных стендовых ресурсных испытаний и методы, позволяющие на основе результатов ограниченных испытаний рассчитать долговечность конструкции. Для разработки режимов стендовых ресурсных испытаний, а также для проведения расчетов на усталостную долговечность, необходимы функции распределения амплитуд напряжений смешанных блоков нагружения конструкций. Эти функции были составлены на основе информации о нагруженности конструкций при работе самосвала по типовому циклу (см. рис.1) и при испытаниях его на специальных дорогах и сооружениях автополигона, как воспроизводимых и стабильных во времени. Варьируя доли нагруженности в смешанном блоке нагружения конструкции при движении автомобиля-самосвала по различным дорогам полигона, добивались соответствия функций распределения амплитуд напряжений смешанного блока на-гружения на дорогах полигона и при работе самосвала по типовому циклу. Совпадение этих функций (рис.4) было получено при следующем процентном соотношении пробега машины по специальным дорогам НИЦИАМТ: 30% - по ровной и 20% - по профилированной полосам мощеной дороги; 30% - по грунтовой дороге, 15% - по дороге с асфальтобетонным покрытием, 3% - по «бельгийской мостовой» и 2% - по треку со сменными неровностями высотой 0,23 м. На рис.6 приведены графики распределения углов закручивания несущей системы при движении автомобиля по различным дорогам полигона. Функции распределения амплитуд напряжений смешанных блоков нагружений картеров ведущих мостов и шаровых опор поворотных цапф переднего моста представлены на рис.7. Эмпирические распределения нагрузок, действующих в эксплуатационных и полигонных условиях на элементы несущей системы и ходовой части самосвалов,

подчиняются также как и распределения их усталостной долговечности, теоретическому закону нормального распределения.

В третьей главе приведены результаты расчетно-экспериментальных исследований взаимодействия шасси с самосвальной установкой большегрузного строительного автомобиля-самосвала, а также методика Численно-экспериментального анализа жесткости и прочности рам самосвалов с учетом податливости их узлов.

Одним из основных параметров, определяющих динамические свойства автомобиля, нагруженность рамы и взаимодействие ее с кузовом, является жесткость несущей системы на кручение. Боковая устойчивость кузова при разгрузках самосвалов на неровных площадках также существенно зависит от жесткости шасси на кручение, особенно в его задней части. Жесткость несущей системы на кручение определяется как отношение крутящего момента, создаваемого вертикальными реакциями на передних колесах при перекосе автомобиля, к углу закручивания рамы на длине его базы. Величины угловой жесткости несущей системы автомобиля-самосвала КамАЗ-55111 при различной его комплектации приведены в табл.1.

Таблица 1

Величины угловой жесткости несущей системы автомобиля-самосвала

КамАЗ-55111 при различной его комплектации

Комплектация автомобиля-самосвала Шасси без самосвальной установки Шасси с установленным на раме надрам-ником Автомобиль самосвал в снаряженном состоянии Автомобиль самосвал с грузом массой 11 тонн

Угловая жесткость несущей системы, кНм/град 4,25 7,05 7,78 10,11

Из табл.1 видно, что комплектация шасси самосвальной установкой (над-рамником и кузовом) повышает угловую жесткость несущей системы автомобиля в 1,8 раза, причем наибольшее влияние оказывает надрамник. Надрамник увеличивает угловую жесткость несущей системы автомобиля-самосвала в 1,7 раза, кузов повышает ее лишь на 14%. Загрузка автомобиля-самосвала приводит к дополнительному росту угловой жесткости его несущей системы на 30%, что связано с увеличением влияния сил трения между элементами несущей системы и подвески, вследствие выбора зазоров под действием груза. Проведенные при перекосах самосвала замеры углов поворота сечений лонжеронов по длине рамы показали, что установка надрамника существенно уменьшает углы закручивания участка рамы от надбалансирной до задней поперечины. Это связано с наличием в задней части конструкции надрамника жестко связанной с рамой трубчатой поперечины задней поворотной оси кузова, крестообразного усилителя и лонжеронов закрытого профиля. Угловая жесткость несущей системы автомобиля-самосвала КамАЗ-55111, равная 7,78 кНм/град позволяет ему без потери

Рис. 3. Вид разрушения лонжерона рамы над осью среднего моста автомобиля-самосвала

Рис 4. Функции распределения амплитуд напряжений в нижней полке лонжерона рамы над осью среднего моста автомобиля-самосвала при его работе по типовому циклу (1) и при движении по комплексу дорог автополигона (2)

Рис. 5. Функции распределения усталостной долговечности лонжерона рамы над

осью среднего моста автомобиля-самосвала: 1 - расчетная при эксплуатации по типовому рабочему циклу; 2 — эмпирическая в эксплуатационных условиях

1 1

1 \

; \ ,

\ 1

—р—г*—ж—ъ< _

Накошенное число циклов закручивания за ШОш пробега

Рис. 6. Графики изменения угла закручивания несущей системы автомобиля-самосвала КамАЗ-55111 при движении: по треку со сменными неровностями высотой

230 мм (1); но профилированной полосе мощеной дороги (2); но «бельгийской мостовой» (3); по ровной полосе мощеной дороги (4); по горной дороге (5)

Ш2 10*

Накопленное число циклов нагружений за 100 км пробега Рис. 7. Функции распределения амплитуд напряжений смешанных блоков на-гружения: 1- шаровых опор переднего моста; 2- картеров переднего и задних мостов

кузовом боковой устойчивости сваливать грузы массой 15 тонн на неровных площадках, где величина перекоса автомобиля не превышает 0,35 м (поперечный наклон осей задних колес 7°). В настоящее время отсутствуют какие-либо рекомендации по нормированию угловой жесткости несущих систем автомобилей-самосвалов. У хорошо зарекомендовавших себя в эксплуатации большегрузных строительных самосвалов производства стран СНГ (КрАЗ, УралАЗ, МАЗ) и зарубежных фирм (Вольво, Магирус-Дойц, Мерседес Бенц) угловая жесткость несущих систем находится в пределах 5,5-8,0 кНм/град. На эти значения угловой жесткости несущей системы и следует ориентироваться при проектировании новой конструкции большегрузного автомобиля-самосвала. Способность самосвала разгрузиться без потери кузовом боковой устойчивости на площадках с поперечным уклоном более 7° является критерием достаточности угловой жесткости его несущей системы.

Эффективное использование расчетных методов при проектировании и доводке конструкций несущих систем автомобилей в значительной мере определяется достоверностью оценки действующих на них нагрузок. Расчетное определение этих нагрузок затруднено из-за отсутствия динамических моделей несущих систем, достаточно полно учитывающих все особенности конструкций. Поэтому нагрузки, действующие на элементы несущей системы, определяются экспериментально с использованием специальных тензометрических устройств. Целесообразно в качестве этих устройств использовать сами стержневые элементы рамы с установленными непосредственно на них тензодатчиками так, чтобы на основе полученных замеров деформаций в отдельных точках конструкции, было возможно решение системы линейных уравнений вида

Этими уравнениями определяются связи между вектором усилий (Б), действующим на всю конструкцию, узел, стержень или отдельное сечение, и вектором напряжений в отдельных точках {о} посредством матрицы коэффициентов [Д], которые могут быть получены на основе расчетных моделей всей конструкции или отдельного стержня. По замеренным значениям напряжений путем решения системы линейных уравнений (1) определяются неизвестные усилия.

Полученные в результате реализации предлагаемой методики внутренние силовые факторы (ВСФ) в сечениях элементов конструкции: продольная сила N изгибающие моменты в двух главных плоскостях и бимомент обу-

словленный стесненным кручением стержня, можно использовать для анализа нагруженности конструкции, разработки расчетных моделей, оценки их эффективности, выбора рациональных конструкций и т.п.

Для анализа характера нагружения несущей системы автомобиля-самосвала КамАЗ-55111 при его перекосе были построены по предлагаемой методике эпюры ВСФ вдоль лонжерона рамы (рис.8). Для оценки напряжений от отдельных ВСФ на графиках нанесены дополнительные сетки линий равных напряжений для точек свободной кромки нижней полки лонжерона.

Анализ эпюр ВСФ показывает, что комплектация шасси автомобиля самосвальной установкой приводит не только к увеличению угловой жесткости, но и к изменению характера нагружения рамы при перекосах автомобиля. При оди-

наковой высоте перекоса автомобиля установка надрамника, приводит к повышению изгибающих моментов в вертикальной плоскости передней части рамы на 60-80%. На участке рамы, перекрываемом надрамником, величины изгибающих моментов при этом уменьшаются на 20-30%. При установке кузова и его загрузке, нагруженность рамы в вертикальной плоскости при перекосах автомобиля возрастает. Величины изгибающих моментов действующих на лонжероны, увеличиваются в зоне второй поперечины рамы вдвое, а над осью среднего моста автомобиля - на 20%. При перекосах автомобиля надрамник существенно влияет и на нагруженность рамы в горизонтальной плоскости. При этом изменяются не только величины действующих на лонжероны в горизонтальной плоскости изгибающих моментов (Му), но и их направление. Так, если в зоне крепления второй поперечины изгибающий момент Му меняет лишь свое направление, то в месте крепления третьей поперечины момент изменяет направление и увеличивается в 1,5 раза. В сечениях лонжеронов над осью среднего моста автомобиля момент увеличивается вдвое. При установке кузова и его загрузке вид эпюр моментов Му остается таким же, как при перекосе автомобиля с установленным надрамником, но величины моментов по всей длине рамы большие, особенно в ее передней части. Так, у передних кронштейнов передних рессор подвески Му увеличивается в 1,5, а у третьей поперечины рамы - в 2,5 раза. Нагруженность лонжеронов рамы от стесненного кручения, как показывают эпюры бимоментов при установке надрамника, кузова и его загрузке, на участке рамы, перекрываемом надрамником снижается, а в передней части - возрастает. Это связано с тем, что при комплектации шасси самосвальной установкой, углы закручивания рамы на участке, перекрываемом надрамником уменьшаются, а в передней части увеличиваются при одной и той же величине перекоса.

Эпюры ВСФ наглядно показывают, что нагружение элементов несущих систем автомобилей-самосвалов носит пространственный характер. Вертикальное перемещение колеса автомобиля сопровождается деформациями рамы не только в вертикальной плоскости. Соизмеримые напряжения в элементах рамы возникают и от нагрузок действующих в плоскости рамы, а также от стесненного кручения. ВСФ, вычисленные по записи напряжений в сечении лонжерона при движении самосвала по «бельгийской мостовой» полигона позволили установить, что напряжения от изгиба лонжерона в горизонтальной плоскости при динамическом нагружении увеличиваются с ростом скорости движения.

Замеры напряжений в элементах рамы при одинаковых величинах перекоса автомобиля показали, что применение надрамника эффективно для снижения уровня напряженности поперечин, расположенных на участке рамы перекрываемом надрамником. Величины напряжений в них уменьшаются в 5-8 раз. Напряжения в поперечинах передней части рамы при этом возрастают на 25-30%. В лонжеронах же, напряжения, в основном, перераспределяются (рис.9). Так, при одинаковой величине перекоса автомобиля, в случае оснащения шасси над-рамником, напряжения в верхних полках лонжеронов на участке, перекрываемом им, снижаются в 2-4 раза, а в нижних - возрастают в 2-2,5 раза. В передней части рамы, напряжения и в верхних, и в нижних полках лонжеронов увеличи-

ваются, в сечениях у задних кронштейнов передних рессор подвески автомобиля - вдвое Напряженность элементов рамы при перекосах автомобиля вследствие установки кузова и его загрузки изменяется незначительно.

Рис. 8. Эпюры внутренних силовых факторов в лонжеронах рамы при перекосе автомобиля на 0,5 м: 1 — без самосвальной установки; 2-е над-рамником; 3 - снаряженного; 4 - груженого массой 13 т

Рис. 9. Эпюры напряжении на кромках верхней а) и нижней б) полок лонжерона рамы при перекосе автомобиля на 0,5 м: 1 - без самосвальной установки; 2-е надрамником; 3 - снаряженного; 4 - груженого массой 13 т

Таким образом, применение надрамника в конструкции несущей системы автомобиля-самосвала эффективно для повышения ее угловой жесткости, необходимой для обеспечения боковой устойчивости кузова при разгрузке, но не позволяет рационально формировать нагруженность ее рамы В связи с отмеченным, в работе предпринята попытка разработки научно обоснованных конструктивных решений обеспечивающих требуемую угловую жесткость несущей системы, рациональное формирование нагруженности элементов рамы и минимальную металлоемкость без применения надрамника Эти решения находились путем проведения многовариантных численно-экспериментальных исследований

В результате этих исследований было установлено, что угловую жесткость несущей системы можно увеличить введением отдельных продольных или поперечных элементов, вынесенных из плоскости рамы и жестко соединенных с

ней вертикальными кронштейнами. Продольное расположение элементов при этом менее эффективно, чем поперечное. Поперечные элементы открытого профиля с большой изгибной жесткостью, вынесенные из плоскости рамы, более эффективны для повышения угловой жесткости несущей системы при меньшей напряженности и металлоемкости, чем элементы закрытого профиля. В качестве таких элементов, увеличивающих «пространственность» несущей системы, можно использовать жестко соединенные с рамой поперечины для передних и задних опор кузова, а также часть оси балансира задней подвески автомобиля, находящуюся между лонжеронами рамы.

Оценка деформируемости элементов несущей системы при разгрузке самосвала, проведенная по упрощенной расчетной модели с использованием экспериментальных значений угловой податливости отдельных элементов показали, что наиболее сильно на деформацию и нагруженность несущей системы при этом влияют изменения массы груза и угловой жесткости задней подвески. Так, увеличение массы груза на 30%, что часто имеет место в эксплуатации, приводит к повышению нагрузок действующих на несущую систему и деформаций ее элементов в 1,5-2 раза при разгрузке самосвала на площадке с одним и тем же углом поперечного уклона. Угловые деформации элементов несущей системы тем меньше, чем меньше задний свес рамы, больше жесткость задней подвески автомобиля и узла поворотной оси кузова на раме. Продольная и боковая устойчивость самосвала при разгрузке на площадках с поперечным уклоном до 7 обеспечивается, как показали расчеты и испытания, при отношении заднего свеса рамы к базе автомобиля равном менее 0,4. Жесткость передней подвески практически не влияет на нагруженность элементов несущей системы при свале груза.

Выбор рациональных конструкций узлов рамы предлагается вести с использованием смешанной схемы расчета, в которой узлы рамы представляются конечно-элементными моделями, а элементы лонжеронов и поперечин между узлами как тонкостенные стержни, подчиняющиеся теории В.З. Власова. Расчет ведется методом перемещений в матричном виде. В соответствии с расчетной схемой рама разбивается на стержневые тонкостенные элементы и узлы. Неизвестными при этом являются обобщенные узловые перемещения тонкостенных стержней открытого профиля {д,}, а именно: продольное смещение главной секторной точки, два смещения центра изгиба и плоскости поперечного сечения, два угла вращения поперечного сечения относительно главных осей, угол вращения относительно оси кручения и депланация. В результате рама может быль представлена условно, например, как на рис. 10а, где помечены узлы в которых определены узловые степени свободы, всего: 13 элементов (подструктур), 14 узлов по 7 неизвестных, то есть 98 степеней свободы.

Связь между усилиями и перемещениями для каждого из элементов запишется:

для стрежней (рис.106)

Рис. 10. Расчетная схема модельной рамы Построение матрицы жесткости [К\ предлагается вести расчетно-экспериментальным способом. Если жестко закрепить две границы Т-образного узла рамы, то Задавая в эксперименте комбинации усилий на

свободной границе определяем и Расчетом находим и

коэффициенты К{3, К2з, А"зз матрицы [К]. Задавая, далее, по 7 линейно-независимых усилий для каждой из границ, фиксируя две другие, получим все необходимые уравнения для нахождения коэффициентов матрицы жесткости. Определив таким способом матрицы жесткостей для всех узлов, и расчетным методом для стрежневых тонкостенных элементов рамы, не возникает трудностей связанных с их стыковкой, так как на границах стержней и узлов рамы все усилия и перемещения выражены единым образом. Узлы рамы представляются в виде составных оболочечных конструкций, расчет которых ведется методом конечных элементов. Чтобы обеспечить возможность проведения расчетов на персональных ЭВМ, применен конечный элемент, обладающий высокой точностью расчета оболочек сложной геометрии на редких сетках. Элемент оболочки представляется как искривленный параллелепипед в трехмерном пространстве с линейчатой поверхностью по толщине. Построение матрицы жесткости элемента основано на применении трехмерных уравнений теории упругости и гипотез механики тонких оболочек.

С помощью разработанной расчетной схемы рамы оценивалось влияние на угловую жесткость несущей системы и нагруженность ее элементов конструкций оси баланс ирной подвески и поперечин рамы. Оценивался также уровень нагруженности лонжеронов рамы в зависимости от конструктивных схем передачи к ним нагрузок от подвески и опор кузова. Корректировка в расчетной схеме условий связи отдельных элементов в узлах проводилась на основании экспериментальных исследований их силового взаимодействия.

Результаты расчетов показали, что применение участка оси балансирной подвески между лонжеронами рамы в виде трубы мм, позволяет увели-

чить угловую жесткость системы в 2,2 раза, но при этом происходит и увеличение нагруженности вертикальным изгибом лонжеронов рамы, приблизительно пропорционально повышению угловой жесткости системы. Нагруженность лонжеронов от изгиба в горизонтальной плоскости и стесненного кручения изменяется незначительно. Напряженное состояние участка оси балансира между лонжеронами рамы, в основном, определяется напряжениями изгиба в горизонтальной плоскости и кручения. Это указывает на то, что и повышение угловой жесткости рамы в сборе с осью балансира по сравнению с угловой жесткостью отдельной рамы определяется жесткостью в горизонтальной плоскости этого участка оси балансира. Поэтому участок оси балансира между лонжеронами рамы рациональнее выполнять не трубчатого, а прямоугольного сечения, имеющего большую жесткость на изгиб в горизонтальной плоскости.

Напряженное состояние разрушающейся в эксплуатации третьей поперечины рамы, в основном, определяется напряжениями от стесненного кручения. Уменьшить эти напряжения можно за счет применения поперечины с прямой кинематической связью с лонжеронами при деформировании от перекоса рамы (рис.11). Расчет показал, что применение в исследуемой раме поперечины выполненной по указанному выше принципу, позволяет при кручении рамы уменьшить ее нагруженность бимоментами в 5 раз, по сравнению с серийной конструкцией. Уменьшается при этом также нагруженность от стесненного кручения и лонжеронов в зоне крепления этой поперечины. Однако следует иметь в виду, что при применении таких конструкций поперечин несколько возрастает нагруженность лонжеронов от изгиба в горизонтальной плоскости и снижается жесткость рамы на кручение. Для исследуемой рамы это уменьшение составило 14%. Для снижения нагруженности третьей поперечины от действия поперечных сил на задних кронштейнах передних рессор подвески целесообразно использовать жесткую на растяжение-сжатие конструкцию второй поперечины, чему способствует перенос крепления ее со стенок лонжеронов на кронштейны рессор (рис.12). Конструкции второй и третьей поперечин защищены патентами РФ №1392763 и №1131739.

В результате расчетов установлено, что рационально формировать нагру-женность лонжеронов рамы можно путем подбора количества и расположения опор кузова, а также выбором конструктивных схем передачи к ним нагрузок от опор кузова и подвески автомобиля. Наименьшая напряженность лонжеронов достигается тогда, когда нагрузки к ним от опор кузова передаются через поперечины, соединенные лишь с их стенками, или через специальные кронштейны, также закрепленные на стенках лонжеронов.

Нагрузки от рессор подвески также необходимо передавать через кронштейны крепящиеся на стенках лонжеронов. Через стенки можно передать нагрузку в среднем на 37% большую, чем через полки. В местах передачи нагрузок от подвески на раме должны быть установлены поперечины. Расстояние между соседними поперечинами не должно превышать 1,5 м. Для снижения уровня на-

пряженности опасных сечений лонжеронов эффективно применение усилителей в виде уголков.

Рис. 11. Конструкция третьей попере- Рис. 12. Конструкция второй поперечины рамы с прямой кинематиче- чины рамы с креплением на крон-ской связью с лонжеронами штейнах передней рессоры подвески (патент РФ №1131739) автомобиля-(патент РФ № 1392763) Исследования причин малого ресурса элементов передней опоры силового агрегата автомобилей КамАЗ показали, что этот узел, выполняя роль опоры, работает и как поперечный элемент рамы. При его конструировании это не учитывалось. Вставка опоры, замыкая профиль лонжерона, ограничивает его деплана-цию, что вызывает дополнительные напряжения от стесненного кручения и появление усталостных трещин в ней. Кронштейн, представляющий собой оболочку сложной геометрии, в эксплуатации подвергается изгибу в вертикальной и горизонтальной плоскостях, а также кручению. Конструкция его для восприятия этого многокомпонентного нагружения малопригодна, отсюда и преждевременные разрушения. Расчет по методу конечных элементов с использованием теории непологих тонких оболочек и метода голографической интерферометрии позволили создать малонапряженный и долговечный кронштейн опоры, конструкция которого защищена патентом РФ №1346453.

Расчетно-экспериментальные исследования узла пятой (надбалансирной) поперечины рамы самосвалов КамАЗ позволили установить, что косынки крепления поперечины к лонжеронам находятся в напряженно-деформированном состоянии близком к плоскому. Наиболее высокие значения напряжений в элементах узла возникают при закручивании рамы. На напряженность лонжеронов рамы влияет изменение конструкции косынок лишь перед поперечиной. Имеющиеся случаи разрушения косынок в эксплуатации связаны с наличием концентраторов напряжений, появляющихся при вырубке в процессе их штамповки.

С учетом рекомендаций, разработанных на основе проведенных исследований, была сконструирована и изготовлена несущая система без надрамника для автомобиля-самосвала КамАЗ-55111 сниженной металлоемкостью на 150 кг и увеличенной грузоподъемностью на 3 тонны по сравнению с базовой моделью. Конструкция защищена патентом РФ №1211132. Чтобы обеспечить хорошую управляемость автомобиля и минимальные взаимные перемещения опор силового агрегата и опор кабины при перекосах автомобиля, в этой конструкции несущей системы, максимально увеличена угловая жесткость передней части рамы. Задняя часть рамы для обеспечения угловой устойчивости кузова при разгрузке самосвала, также выполнена с большой жесткостью на кручение, а участок рамы

от задних опор силового агрегата до оси балансирной подвески выполнен с нормированной податливостью на кручение (1/7,5 град/кН-м). Спроектированная конструкция несущей системы, как показали испытания, оказалась на кручение жестче базовой конструкции на 14%. Уровень динамической нагруженности ее элементов на 20-25% ниже, чем у базовой конструкции, что обеспечило им больший ресурс, несмотря на увеличение грузоподъемности самосвала.

В четвертой главе рассмотрены вопросы расчетно-экспериментальных исследований картеров ведущих мостов самосвала, приведены научно обоснованные рекомендации по созданию рациональных конструкций балки передней оси и картеров ведущих мостов, а также их нормы жесткости и прочности. В результате расчетно-экспериментальных исследований штампо-сварного картера задних ведущих мостов автомобилей-самосвалов было установлено, что расчет по балочной теории не позволяет получить достаточно точную картину его напряженно-деформированного состояния (НДС) в зоне банджо, где чаще всего при эксплуатации появляются усталостные трещины. Эту зону картера следует рассматривать как составную оболочечную конструкцию сложной геометрии средней толщины, расчет ее НДС вести методом конечных элементов (МКЭ). Для этого использован оболочечный конечный элемент в виде искривленного трехмерного параллелепипеда с линейчатыми поверхностями по толщине. Для построения матрицы жесткости конечного элемента используются гипотезы теории оболочек Тимошенко, более адекватно описывающей механику деформирования оболочек средней толщины, чем теория Киргофа-Лява для тонких оболочек. Исследуемая часть конструкции картера для получения результатов приемлемой точности моделировалась 8-ми и 9-ти узловыми (имеется узел в центре КЭ) конечными .элементами с учетом их свойств (рис.13). На тестовых задачах было установлено, что Точность решения при использовании 8-ми узловых КЭ существенно зависит от формы И толщины конструкции. Напротив, при применении 9-ти узловых КЭ изменение толщины и формы конструкции на точности решения не сказывается. Однако 9-ти узловые КЭ для свободных контуров конструкции могут давать осцилляцию решения, в то время как 8-ми узловые КЭ при этом дают устойчивые результаты. Расхождение значений напряжений в зоне банджо картера, полученных экспериментальными методами и расчетом этой зоны как составной оболочечной конструкции МКЭ, не превышало 15%, что говорит об адекватности расчетной модели.

Рис. 13. Сетка конечных Рис. 14. Эпюры нормальных напряжений вдоль элементов на исследуемой линии сгиба балки картера при изгибе его в части конструкции вертикальной плоскости нагрузкой F=150 кН

При расчетно-экспериментальных исследованиях было установлено, что в зонах перехода рукавов балки к банджо картера, где и появляются усталостные трещины при эксплуатации, наряду с высокими напряжениями от внешних нагрузок, действуют большие растягивающие технологические остаточные напряжения (рис.14). Напряжения от внешних нагрузок, взаимодействуя с остаточными напряжениями, и приводят к усталостному разрушению балки в этом месте.

Опыт многолетней эксплуатации автомобилей и проводимые периодические испытания картеров ведущих мостов показали, что если отношение максимального прогиба картера от осевой статической нагрузки при полной массе автомобиля Foc к колее колес составляет не более 1,5 мм/м, то влияние деформаций картера на работоспособность зубчатых передач и подшипников моста незначительное, и если картер выдерживает без разрушения 1 млн. циклов воздействия в вертикальной плоскости переменной нагрузки, изменяющейся по отну-левому гармоническому циклу с размахом равным 2,5 Foc, то его ресурс в эксплуатации будет составлять не менее 500 тыс. км пробега. Эти величины могут быть приняты за нормативные при создании новых конструкций картеров ведущих мостов.

При возрастании нагруженности картера, например, вследствие повышения грузоподъемности автомобиля, добиваться обеспечения требуемых жесткости и ресурса за счет увеличения толщины стенок балки картера, неэффективно. Так, при повышении грузоподъемности автомобиля-самосвала КамАЗ на 30%, для обеспечения требуемой жесткости картера, толщину стенок его балки потребовалось увеличить на 2 мм. Металлоемкость картера при этом увеличилась на 9 кг, ожидаемого же роста усталостной долговечности не произошло, наоборот, она снизилась на 15%. Исследованиями было установлено, что рациональнее добиваться увеличения жесткости и долговечности картера путем совершенствования его конструкции, направленного на снижение уровня действующих напряжений. Жесткость целесообразно увеличивать развитием сечения балки по высоте, уровень действующих напряжений снижать за счет выполнения рукавов балки округлой формы с увеличенными радиусами перехода их в банджо и применения крышки в виде оболочки с малой кривизной и увеличенной отбортов-кой вдоль продольной оси балки картера. Это обеспечивает и рациональный раскрой заготовки для штамповки полубалок. Элементы картера необходимо сваривать стыковыми швами. С учетом этих рекомендаций была разработана конструкция картера моста для самосвала КамАЗ повышенной грузоподъемности. Картер с балкой округлого полого сечения с соотношением высоты к ширине 140/130 мм и толщиной стенки 11 мм по жесткости одинаковый с картером, имеющим балку квадратного полого сечения 130x130x13 мм, обладал на 25% большей долговечностью при меньшей на 7 кг металлоемкости.

Для соединения цапф колес автомобиля с балкой картера моста наиболее целесообразно сварное соединение встык. Оно технологично при массовом производстве и обеспечивает герметичность стыка, необходимую для картера ведущего моста. Исследованиями было установлено, что стык балки с цапфами выполненный сваркой трением обладает наиболее высокой долговечностью. При испытаниях картеров стык не разрушается, разрушение происходит по балке

картера или по радиусу галтели цапфы. Соединение балки с цапфами автоматической дуговой сваркой односторонним стыковым швом с У-образной подготовкой кромок без зазора в корне шва имеет низкую циклическую долговечность и не пригодно для таких высокодинамически нагруженных конструкций, как картер моста. Такое же соединение, но с зазором 1 -2 мм между соединяемыми деталями в корне шва показало циклическую долговечность на 40-60% большую. Нормализация и аргоно-дуговая обработка стыкового шва с зазором в его корне 1-2 мм дают примерно одинаковое увеличение долговечности соединения, составляющее около 10-15%. Более существенное повышение сопротивления усталости соединения происходит после дробеструйного наклепа шва и околошовной зоны и снятия усиления шва методом резания. Долговечность соединения при этом увеличивается соответственно в 1,5 и 2 раза.

Для обеспечения высокого ресурса цапф эффективна поверхностная закалка их в зоне галтелей с нагрева токами высокой частоты.

Анализ информации об эксплуатационной нагруженности балок передних осей автомобилей-самосвалов, удовлетворяющих эксплуатационным требованиям, позволил установить, что амплитуды переменных напряжений, даже в опасных зонах, не превышают значений пределов выносливости сталей, из которых изготавливаются балки, чем и объясняется отсутствие их усталостных разрушений в эксплуатации. Это указывает на возможность нормирования прочности балок передних осей по напряжениям от статических нагрузок. Исследования показали, что для наиболее нагруженных зон балок, по напряжениям изгиба в вертикальной плоскости от осевой нагрузки, в качестве нормативного запаса прочности можно принять запас не менее 7,5. По эквивалентным напряжениям от действия максимальной тормозной силы, приложенной к балке на радиусе качения колеса, запас прочности должен быть более 1,6. Момент сопротивления сечения балки изгибу в вертикальной плоскости рекомендуется принимать в 2,5-3 раза большим, чем в горизонтальной плоскости. Балка, сконструированная по этим нормам прочности, как правило, удовлетворяет также требованиям по жесткости (прогиб не более 1,5 мм на метр колеи колес) и усталостной долговечности.

Усталостные разрушения картеров передних ведущих мостов, в отличие от балок, при эксплуатации автомобилей-самосвалов, имеют место. Усталостные их разрушения происходят, в основном, по переходу короткого рукава в банджо отливки картера и по радиусам у фланцев шаровых опор поворотных цапф. Встречаются также разрушения кожуха полуоси в месте запрессовки его в отливку картера и шпилек соединения шаровых опор с картером. Проверка картера установленным для балок передней оси нормам прочности показала, что картер, обладая требуемой жесткостью, имеет запасы прочности повреждаемых при эксплуатации зон в 1,8 раза меньшие, чем рекомендуемые. По информации об условиях эксплуатации и нагруженности картера при движении автомобиля по дорогам автополигона, эквивалентным этим условиям, с использованием экспериментально полученных характеристик сопротивления усталости образцов сталей, взятых непосредственно из отливок картера и шаровых опор, был проведен расчет их усталостной долговечности в вероятностном аспекте по методике

ИМАШ им. А.А.Благонравова РАН. Расчетные функции распределения долговечности отливки картера и шаровых опор поворотных цапф подтвердили информацию из эксплуатации о низком ресурсе элементов картера и необходимости разработки научно обоснованных рекомендаций по увеличению их сопротивления усталости.

Металлографическими исследованиями разрушившихся при эксплуатации отливок картера было установлено, что причинами их низкой усталостной долговечности являются дефекты литья в виде раковин и «горячих» трещин. Появление этих дефектов литья связано с нетехнологичностью конструкции отливки картера. Из-за сложной конфигурации, отливки, разнотолщинности стенок и усилительного ребра, малых радиусов перехода короткого рукава в банджо картера, обеспечить однородную структуру и равномерное остывание металла в литейной форме очень трудно. Неравномерное охлаждение металла в литейной форме вызывало большие внутренние термические напряжения и появление «горячих» трещин в наиболее напряженной зоне картера. Улучшение технологичности и повышение ресурса отливки картера было достигнуто за счет изменения конструкции короткого рукава. Короткий рукав картера снизу был выполнен без усилительного ребра Ц-образного сечения с плавными обводами и увеличивающейся к банджо высотой. Для снижения напряженности картера его нижнюю стенку сделали толще на 4 мм, чем боковые и верхние (рис. 15).

Рис. 15. Картер усовершенствованной Рис. 16. Конструкция разгрузочного

конструкции и место его разрушения пояска на отливке картера в месте

запрессовки кожуха полуоси Разрушения кожуха полуоси в месте запрессовки в отливку картера, как показали исследования, происходят вследствие высокой концентрации напряжений на границе соединения. Для снижения концентрации напряжений в этом месте эффективным оказалось введение на отливке картера разгрузочного пояска с диаметром на 2 мм превышающим диаметр соединения и длиной 5 мм (рис.16).

Долговечность шаровых опор поворотных цапф была увеличена за счет снижения концентрации напряжений у фланцев их крепления к картеру и создания в этих зонах монтажных сжимающих напряжений. Концентрация напряжений была уменьшена увеличением до максимально возможной по конструктивным соображениям величины радиуса перехода конической части к фланцу шаровой опоры, монтажные сжимающие напряжения в этой зоне были созданы за счет выполнения привалочных поверхностей фланцев картера и шаровой опоры с небольшой неперпендикулярностью (рис.17).

, 1 ! "»да 2 3 4 5 в' «»да 2 Чциш» Рис. 18. Кривые усталости картера (1) и шаровых опор поворотных цапф переднего моста автомобиля при наличии монтажных сжимающих напряжений у фланца (2) и без них (3)

Рис. 17. Узел соединения шаровой опоры с картером обеспечивающий создание монтажных сжимающих напряжений (240 МПа) в зоне перехода конической части во фланец шаровой опоры (при незатянутых гайках) Конструкция узла соединения шаровой опоры с картером моста, изображенная на рис.17, защищена патентом РФ №1552520. При затяжке гаек крепления в шаровой опоре у фланца возникают сжимающие напряжения величиной до 240 МПа. Растягивающие напряжения от внешних нагрузок, взаимодействуя с монтажными сжимающими напряжениями, снижают свою величину, в результате чего долговечность детали в этой зоне возрастает. При усталостных испытаниях шаровые опоры с монтажными сжимающими напряжениями у фланца разрушались по радиусу перехода конической части в сферу, где действует значительно меньший изгибающий момент, чем у фланца. Предел их выносливости увеличился на 30%. Обкатка роликами радиуса перехода конической части в сферу позволяет увеличить долговечность шаровых опор еще на 25-30%. Проведенные усовершенствования конструкций отливок картера и шаровых опор позволили создать равнопрочную конструкцию картера переднего ведущего моста, отвечающего нормативным требованиям по жесткости, прочности и долговечности (рис.18).

втахМПа

600

5 00

ООО

Рис. 19. Фланцевое соединение шаровой опоры поворотной цапфы с картером моста автомобиля

зоо

100 »50 200 230 Tiar.H u

Рис. 20. Зависимость максимального напряжения и амплитуды переменных напряжений в наиболее нагруженной шпильке от момента затяжки гаек при циклическом нагружении соединения силой Е, изменяющейся по синусоидальному отнулевому циклу с размахом 60 кН

Для соединения шаровых опор поворотных цапф с картером моста применяется предварительно затянутое шпилечное соединение с контактирующими фланцами кольцевой формы (рис.19). Расчет на прочность таких соединений сводится к определению напряжений в наиболее нагруженной шпильке и проверке ее прочности. При этом очень важно выбрать силу предварительной затяжки, так как от ее величины зависит плотность (нераскрытие) стыка и сопротивление усталости шпилек. Однако научно обоснованных и экспериментально подтвержденных рекомендаций по расчету и назначению величины предварительной затяжки соединений с контактирующими фланцами, подвергающихся воздействию внешнего переменного изгибающего момента в технической литературе мало. Поэтому конструктор, как правило, силу предварительной затяжки таких соединений выбирает из условия обеспечения плотности стыка без учета деформаций сжатия фланцев, влияющих на силы, действующие на шпильки вследствие приложения внешних нагрузок. Как показывает опыт эксплуатации, такой подход к расчету не обеспечивает надежности соединения: имеют место преждевременные усталостные разрушения резьбовых деталей. Анализ результатов исследований соединения, изображенного на рис.19 показал, что при увеличении момента затяжки гаек напряжения в шпильках линейно возрастают. Величина этих напряжений существенно зависит от состояния резьбы (вида и качества покрытия, наличия смазки и т.п.). Так, например, при затяжке соединения одним и тем же моментом напряжения в шпильках со смазанной резьбой на 30-40% выше напряжений в шпильках с сухой резьбой. Доля внешней нагрузки, воспринимаемая шпильками, с увеличением момента затяжки гаек снижается. Так, при нагружении соединения внешней нагрузкой 60 кН, дополнительная сила, действующая на наиболее нагруженную шпильку, уменьшилась в 4 раза с увеличением момента затяжки гаек со 100 до 320 Нм. С увеличением внешней нагрузки, действующей на соединение, напряжения в шпильках слабо затянутого соединения возрастают более интенсивно, чем в шпильках сильно затянутого. Для соединения с затяжкой гаек моментом 100 Нм при увеличении внешней нагрузки с 0 до 60 кН напряжения в шпильках повышаются в 2 раза, а с затяжкой гаек моментом 320 Нм - только на 10%. При воздействии на соединение переменной нагрузки ¥, изменяющейся от 0 до 60 кН за цикл по гармоническому закону, максимальные напряжения в наиболее нагруженной шпильке с увеличением момента затяжки гаек возрастают, но амплитуда переменных напряжений, оказывающая основное влияние на циклическую долговечность шпилек, при этом снижается (рис.20). Так, с увеличением момента затяжки со 100 до 320 Нм амплитуда переменных напряжений в шпильках снизилась более чем в 3 раза. Циклическая долговечность шпилек при этом увеличивается и при моменте затяжки гаек 320 Нм, вызывающем напряжения в шпильках около 85% предела текучести их материала, достигает нормативного значения (106 циклов).

Сравнение полученных расчетом максимальных напряжений в шпильках с экспериментальными значениями показало, что они хорошо согласуются при расчете сильно затянутых соединений в предположении одинаковой податливости всех шпилек.

Для обеспечения высокого сопротивления усталости шпилек в соединениях с контактирующими фланцами гайки следует затягивать моментами, вызывающими в шпильках напряжения, составляющие около 85% от предела текучести их материала.

В пятой главе освещены методические вопросы расчетов и эквивалентных стендовых испытаний на усталостную долговечность конструкций несущей системы" и ходовой части автомобилей-самосвалов, сформулированы критерии развития и качества этих конструкций, приведена структурная схема методологии разработки рациональных конструкций.

Методы расчета усталостной долговечности можно разделить на две группы: расчет по номинальным напряжениям и расчет по локальным деформациям. Первая группа базируется на представлении о том, что основную роль в процессе усталости играет поле напряжений в окрестности концентратора. Для простых деталей эти напряжения, не учитывающие концентрацию напряжений и поэтому называемые номинальными, определяются по формулам сопротивления материалов, для сложных составных элементов - методами строительной механики и теории упругости или методом конечных элементов. Другая группа более новых методов базируется на учете кинетики деформаций и напряжений в месте (точке) возможного очага усталостного разрушения. Основой этих методов является учет деформационных свойств материала, его изменения в процессе циклического нагружения, изменения напряжений в опасной точке, а также закономерностей суммирования повреждений от различных циклов деформаций.

Основной особенностью усталостного процесса является его локальность. Наиболее опасными в отношении усталости являются зоны концентрации напряжений. В этих зонах даже при умеренных эксплуатационных нагрузках предел упругости материала часто превышается и имеет место локальная пластическая деформация. При разгрузке в пластически деформированной зоне образуются напряжения обратного знака напряжениям от внешней нагрузки, так как основная, нагруженная упруго часть сечения возвращает эту зону в исходное состояние. Локальная зона, где имеет место пик напряжений и где зарождается усталостная трещина, работает в условиях, отличных от основной части сечения: и при мягком циклическом нагружении элемента конструкции (в процессе которого контролируются заданные параметры цикла нагрузки или напряжений) реализуется жесткое нагружение (процесс, в течение которого поддерживаются заданные параметры цикла деформации) небольших напряженных участков материала в зонах концентрации напряжений. Так работает большинство потенциально опасных (в отношении усталости) зон элементов несущей системы и ходовой части большегрузных автомобилей-самосвалов.

Методы расчета усталостной долговечности деталей существенно различаются, но все они базируются на решении следующих задач:

- определении характеристик эксплуатационного нагружения элементов конструкций;

- определении характеристик усталости материалов и простых типовых конструктивных элементов;

- переходе от характеристик материала или простейших конструктивных элементов (моделей) к характеристикам усталости сложных натурных элементов автомобильных конструкций;

- учете асимметрии цикла - переходе от какого-либо цикла, принятого для определения стандартных характеристик усталости материалов, ко всему многообразию асимметрии циклов, присущему условиям работы автомобильных конструкций;

- учете нестационарности напряжения - решении задачи о суммировании усталостных повреждений для сложных последовательностей циклических нагрузок на элементы автомобильных конструкций.

Все используемые методы определения характеристик эксплуатационного нагружения представляют собой совокупность различных приемов регистрации тех или иных характеристик процесса нагружения. Сложная последовательность регулярных и случайных нагрузок схематизируется и представляется в пригодном для расчета виде. Опыт показал, что характеристики эксплуатационного на-гружения элементов несущей системы и ходовой части автомобилей, полученные схематизацией случайных процессов нагружения по методу «стекающего дождя», наиболее точно отражают специфику их нагружения. Поэтому в настоящей работе применен этот метод схематизации.

Как и всякий расчет на прочность, расчет усталостной долговечности базируется на характеристиках сопротивления усталости материалов, из которых изготовлены детали элемента конструкции. Но для определения усталостной долговечности требуется не какие-то две-три дискретные характеристики, например ав и Е или еще и ат а функции - кривые усталости. Для расчетов по номинальным напряжениям используются кривые усталости трех вариантов, как правило, в осях Igff - lgM Эти кривые получают экспериментально по стандартизированным методам. Три варианта кривых усталости определяются видом образцов. Кривые для гладких образцов ( без концентраторов напряжений), надрезанных (отражающих не только сопротивление усталости собственного материала, но и чувствительность его к концентрации напряжений) и кривые усталости типовых модельных конструктивных элементов (приближающим форму образца и реальным элементам конструкции).

Для расчета усталостной долговечности по локальным деформациям необходимы диаграммы деформирования при статическом и циклическом нагруже-ниях, а также кривые усталости в осях полученные испытаниями глад-

ких образцов при жестком осевом нагружении.

Диаграмма циклического деформирования представляет собой кривую, соединяющую вершины стабилизировавшихся петель гистерезиса при различных размахах напряжений или деформаций. Циклическую кривую деформирования достаточно точно можно описать уравнением

I

где еа и (та — соответственно амплитуда деформации и напряжения; Е - модуль упругости материала; К и п - постоянные материала.

На рис.21 приведены диаграммы статического и циклического деформирования образцов из сталей 15ГЮТ и 22Г2ТЮ. На рис.22 представлены кривые усталости образцов из этих сталей при жестком нагружении. Прямые на графиках определяют усталость в малоцикловой (Л^<103) и многоцикловой (Л>103) областях.

Во всех случаях расчета усталостной долговечности необходим переход от исходных характеристик сопротивления усталости материалов к характеристикам, учитывающим концентрацию напряжений, присущей элементу для которого определяется усталостная долговечность. Такой переход осуществляется с помощью теоретического Кт или эффективного К^р коэффициентов концентрации напряжений. Для определения используют либо результаты эксперимента, либо различные эмпирические формулы, например,

где а - постоянная материала; р - радиус «дна» надреза.

Основой оценок локальных напряжений и деформаций в надрезе являются диаграмма циклического деформирования и формула Нейбера в следующем виде амплитуды локальных напряжений и деформаций в надрезе; - амплитуда номинальных напряжений.

Удовлетворительный учет влияния асимметрии нагружения на повреждающие действия различных циклов напряжений и деформаций дают зависимо-

2<т„

в расчетах усталостной долговечности по номиналь-

сти:

ным напряжениям и в расчетах по локальным деформациям.

Для удобства учета средних напряжений цикла при расчетах по локальным деформациям кривые усталости в осях модифицируют в кривые в осях Ы^Гё^-Ы* (рис.20).

СииШПЧ! ---г-

0,00!

0,010

0,020 С

Рис 21. Статические (1) и циклические (2) диаграммы деформирования образцов из сталей 15ПОТ и 22Г2ТЮ

Рис. 22. Кривые усталости образцов из сталей 15ГЮТ и 22Г2ТЮ при жестком нагружении

Практически используемые в расчетах методы суммирования усталостных повреждений основаны на представлении повреждений в виде суммы относительных чисел циклов - количество циклов нагружения с амплитудой напряжения а„ а И, — количество циклов нагружения с амплитудой напряжения до разрушения. Трудность решения задачи о накоплении повреждений связана с большими вариациями этих сумм которые могут быть много меньше, и много больше единицы. Различие методов суммирования заключается в подходе к преодолению неопределимости величины Наметилось два направления в решении этой задачи. Одно, которое можно назвать феноменологическим, базируется на принятии факта неравенства единице. Поэтому задача сводится к определению величины для разных материалов, типов элементов конструкции, программ нагружений и их параметров. Другое направление в суммировании повреждений можно характеризовать как кинетическое. Оно основывается на равенстве и поэтому разрабатываются такие процедуры учета кинетики факторов, которые позволяют учесть или исключить «взаимовлияние» различных циклов спектра нагружения, изменения деформационных свойств материалов при нестационарном случайном нагружении и т.п. Отметим также, что оба подхода могут быть реализованы и в расчете по номинальным напряжениям и в расчете по локальным деформациям. Правомерность применения линейной гипотезы суммирования усталостных повреждений в расчетах усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части самосвалов, подвергающихся при эксплуатации случайному нагружению с перегрузками, подтверждена экспериментально. Для этого были проведены испытания образцов, вырезанных из шаровых опор поворотных цапф переднего моста самосвала (сталь 40Х после закалки (860°С) и отпуска (620°С) на твердость 241...255 НВ) при программном нагружении как с регулярным, так и нерегулярным изменением напряжений (деформаций). Программные испытания проводились при двухступенчатом блочном мягком нагружении, при этом уровни напряжений ступеней блока составляли а число циклов в блоке варьировалось в диапазоне от 2 до 200 и 2104 до 6104 соответственно. Проведенные испытания показали, что в результате действия перегрузок (влияние напряжений высокого уровня) долговечность может быть существенно снижена даже при весьма малом числе циклов перегрузочного режима, что видно из таблицы.

Число циклов перегрузочного режима в блоке_

20

150

200

Число блоков до появления трещин

Отношение долговечностей при нагружениях с перегрузками и без них

0,79

0,73

0,7

0,25

Накопленное повреждение Д = при 2-х ступенчатом блочном на-

гружении с различным сочетанием количества перегрузочных циклов разной величины оказалось в пределах 0,68-1,22, что соответствует характерному рассеянию. Нерегулярное случайное нагружение осуществлялось как в режиме слежения за деформациями в процессе испытаний, так и в режиме слежения за уси-

лиями. Для испытаний был выбран характерный случайный процесс нагружения балок мостов самосвала с изменением параметра иррегулярности в пределах 0,45-0,93 (отношение числа нулей процесса к среднему числу экстремумов) при наличии перегрузок, вызывающих оата1= \,1с.\- Накопленное повреждение для этик типов нагружений Оказалось в пределах 0,69-1,50, что не превышает характерного случайного отклонения величиныД от единицы. Таким образом, экспериментальная проверка подтверждает применимость линейной гипотезы суммирования усталостных повреждений при расчетах усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части самосвалов методами номинальных напряжений и локальных деформаций.

Для оценки точности расчетов усталостной долговечности различными методами на рис.23 приведены значения отношений долговечностей образцов с концентраторами напряжений из сталей 22Г2ТЮ и 40Х рассчитанных Л^, и полученных в результате испытаний по типовым программам случайного нагружения SAE при различных уровнях напряжений 0,а)ши/я,.1.

Рис. 24. Диаграмма соответствия долговечности шаровой опоры автомобиля КамАЗ-65116, рассчитанной для пробега по комплексу дорог автополигона и для стендовых условий нагружения

Рис. 23. Оценка точности расчета усталостной долговечности стальных образцов с концентратором (Кт=3) различными методами: 1 - по методу локальных деформаций, 2 - по методу номинальных напряжений с суммированием повреждений по линейной гипотезе, 3 - по методу номинальных напряжений с суммированием повреждений по корректированной линейной гипотезе

Как видно из рис.23 удовлетворительную точность оценок усталостной долговечности элементов конструкции можно получить расчетом по методу номинальных напряжений с суммированием напряжений по корректированной линейной гипотезе при значениях отношений максимальных амплитуд напряжений случайного процесса нагружения детали вата* к пределу выносливости материала этой детали а.! менее 1,7, при значениях отношений оаша1а.\ больших 1,7 более точные результаты расчета долговечности дает метод локальных деформаций. При этом, как показал опыт расчетов усталостной долговечности авто-

мобильных деталей, метод локальных деформаций позволяет получить удовлетворительную точность оценок усталостной долговечности в тех случаях, когда расчетное накопленное повреждение от циклов с амплитудами напряжений большими предела выносливости материала детали превышает половину повреждения, вносимого смешанным блоком нагружения.

При проектировании автомобильных конструкций часто бывает необходимо дать прогноз эксплуатационной долговечности конструкции по результатам ее стендовых испытаний. Соотношение, связывающее значения долговечно-стей исследуемого элемента конструкции в эксплуатационных Ь и стендовых N условиях нагружения можно получить используя принцип общего па-

раметра. Стендовые испытания конструкций, как правило, проводятся при форсированных режимах нагружения. При этом, как было показано выше, расчет усталостной долговечности целесообразно вести по методу локальных деформа-цнй. При известных характеристиках нагруженности элемента конструкции в эксплуатационных и стендовых условиях, а также наличии

характеристик материала этого элемента в том числе и определяющих циклическую диаграмму деформирования и эффективного коэффициента концентрации напряжений входящего в соотношение Нейбера и определяющего связь локальных и номинальных напряжений и деформаций, можно рассчитать долговечность элемента в эксплуатационных и стендовых условиях: 1. = ), Ы = Если величину Кзф принять в качестве

общего параметра для различных процессов нагружения, то

Выбор коэффициента в качестве общего параметра позволяет обойти трудоемкую процедуру оценки его значения, так как он не входит в явном виде в соотношение (3). Задавшись рядом значений Кф можно рассчитать М, = ЩК3ф,) и и построить график, связывающий значения долговечности детали

в различных условиях нагружения. Если принять допущение об инвариантности величины по отношению к интенсивности и характеру процесса нагружения, то графики соответствия значений долговечности стендовых и дорожных условиях могут быть получены и в тех случаях, когда испытания деталей на стенде проведены при гармоническом режиме нагружения. Возможность этого допущения проверена экспериментально. Для этого сопоставлены результаты испытания образцов с концентратором напряжений из сталей 22Г2ТЮ и 40Х при типовых программах случайного нагружения 8ЛБ с расчетными данными, полученными по результатам испытаний таких же образцов при гармоническом на-гружении с помощью соотношения (3). Среднее квадратическое отклонение (СКО) ошибки расчета усталостной долговечности образцов при этом составило 0,224, в то время как при непосредственной оценке долговечности по методу локальных деформаций СКО составило 0,345, а при расчете по методу номинальных напряжений с суммированием повреждений по корректированной линейной гипотезе - СКО составило 0,468. это свидетельствует о достаточно высокой точности предложенной методики пересчета долговечности и корректности принятых допущений.

Графики соответствия долговечности деталей в стендовых и дорожных условиях испытаний могут быть эффективно использованы при решении задач повышения усталостной долговечности деталей за счет изменения их конструкции, замены материала и т.п. Речь идет о таких конструктивных изменениях деталей, при которых процесс нагруженности детали изменяется незначительно, а изменяется степень концентрации напряжений в критической зоне. Например, при доводке шаровой опоры поворотных цапф моста, концентрацию напряжений в опасном сечении уменьшали за счет увеличения радиуса галтели у фланца. Изменение радиуса галтели на уровень номинальных напряжений не влияло. Это значит, что график соответствия долговечности в стендовых и дорожных условиях испытаний, полученный для исходного варианта шаровой опоры (рис. 24), может быть использован для оценки опытных вариантов опоры.

Для того, чтобы определить долговечность опытных вариантов шаровой опоры в заданных дорожных условиях, достаточно провести их стендовые испытания. Этап режимометрирования таких опор в дорожных условиях можно опустить, что значительно упрощает процесс выбора оптимального варианта детали. По предлагаемой методике определения соответствия долговечности в дорожных и стендовых условиях испытаний можно также осуществлять нормирование долговечности элементов конструкции при стендовых испытаниях. В главе 2 настоящей работы составлен комплексный маршрут автополигона, включающий набор специальных дорог и процентное соотношение пробега по ним для большегрузных строительных автомобилей-самосвалов, оказывающий эквивалентное эксплуатационному повреждающее воздействие на элементы их несущей системы и ходовой части. Коэффициенты форсирования нагрузочных режимов деталей автомобиля на дорогах полигона по отношению к эксплуатационным режимам, в настоящее время существуют. Поэтому нормировать пробег автомобиля по дорогам автополигона, эквивалентный пробегу в эксплуатации, можно. Поделив заданное нормативное значение эксплуатационной долговечности на коэффициент форсирования, определяют требуемую долговечность элемента конструкции при пробеге автомобиля по комплексному маршруту полигона. Затем по известным характеристикам нагруженности элемента конструкции на дорогах комплексного маршрута полигона и на стенде определяют требуемую нормативную долговечность в стендовых условиях испытания. Эта задача решена в вероятностном аспекте для ряда деталей несущей системы, картеров и шаровых опор мостов автомобилей-самосвалов КамАЗ (рис.25).

Графики вида представленных на рис.25 позволяют по результатам стендовых испытаний получить функцию распределения долговечности (ФРД) элементов конструкций при эксплуатации в конкретных условиях. Например, на рис. 26 приведены расчетная и эмпирическая ФРД картера переднего моста для условий эксплуатации в районе Западной Сибири. Хорошее совпадение результатов расчета и данных эксплуатации подтверждают высокую точность расчетного прогноза ФРД картера.

Используемые в настоящее время методы установления и повышения ресурса несущих систем и элементов ходовых частей автомобилей, основанные на

обработке информации о работоспособности конструкции в период их доводки на полигоне и в эксплуатации, требуют значительного времени.

Для сокращения времени получения информации и для ускоренной доводки элементов несущих систем и ходовых частей автомобилей-самосвалов на ресурс в настоящей работе разработаны оборудование и программы их ускоренных эквивалентных стендовых испытаний. Программы испытаний составлены на основе анализа факторов, влияющих на исчерпание ресурса элементов конструкций в эксплуатации. Анализ разрушений элементов несущих систем серийно выпускаемых большегрузных автомобилей-самосвалов КамАЗ в эксплуатации, проведенный в настоящей работе показал, что разрушения элементов конструкции носят усталостный характер и являются следствием воздействия на несущую систему нагрузок, вызывающих изгиб ее в вертикальной и горизонтальной плоскостях, а также кручение относительно продольной оси. Это было учтено при разработке схемы нагружения несущей системы самосвала на стенде (рис.27).

т

10

10

1

р=а* /у Р- 5Х

45 . 90 80 ;

60 1 50 40 30 ' 20

м

1-1:: и. И

1 1 11 ! I

1 | ! 1

!

,;

11 ' V / - 1 И

! 1 1 1 !

1 1 1 г

ч / 1

1 1 ! ■

1 , | 1

¡0 Ш 50

до/коВечигеяс да оииЗе ^ щкло!

рис. 25. Графики связи долговечности картера переднего ведущего моста при эксплуатации в районе Западной Сибири с долговечностью в стендовых условиях

10" 3 4 ( »11' : 4 б 8 10* долговечность Я эксплуатации Ц кы

Рис. 26. Расчетная (1) и эмпирическая (2) функции распределения долговечности картера переднего ведущего моста старой конструкции для условий эксплуатации в районе Западной Сибири

С целью воспроизведения сложного силового взаимодействия, испытания несущей системы проводятся в сборе с самосвальной установкой и осью задней балансирной подвески. На раме устанавливаются наиболее тяжелые агрегаты автомобиля, оказывающие на нее нагружающее воздействие (силовой агрегат, кабина, гнездо с массо-габаритными макетами аккумуляторов, топливный бак, заполненный водой и т.п.). Для имитации реальной схемы передачи усилий на раму от передней подвески, рама в передней части опирается на упругие штатные рессоры. В задней части рама осью балансира опирается на фундамент через универсальные шарниры (рамы двухосных автомобилей - через рессоры подвески). Статическая нагрузка несущей системы осуществляется балластом, за-

груженным в кузов в соответствии с грузоподъемностью автомобиля и распределением веса по его осям.

Динамическое нагружение несущей системы проводится двумя независимо работающими друг от друга электрогидравлическими цилиндрами, передающими усилия через динамометры на переднюю нагрузочную балку, соединенную с передними рессорами. Цилиндры с балкой и фундаментом соединены с помощью универсальных шарниров. В середине передняя нагрузочная балка оснащена сферическими шарнирами, соединенными с «плавающими» в вертикальном направлении опорами. Данная схема нагружения несущей системы защищена патентом РФ № 1203395 и позволяет воспроизводить кручение рамы шасси совместно с самосвальной установкой, а также нагружение конструкции инерционными моментами от угловых ускорений системы в продольно-вертикальной плоскости и моментов от боковой качки системы с угловыми ускорениями

Рис. П. Схемаустановки для испы- Рис. 28. График связи эксплуатаци-

таний жсущих систем на усталость онной долговечности несущей систе-

(патент рф №1203395) мы самосвала с долговечностью при

испытаниях в стендовых и полигонных условиях

При этом происходит совместная работа всех элементов несущей системы и они претерпевают виды деформации, определяющих их ресурс в эксплуатации, о чем свидетельствует воспроизводимость типичных эксплуатационных видов разрушений элементов и последовательность их появлений. Испытания несущих систем проводятся с помощью сервогидравлических цилиндров и управляющей системы фирмы МТ8 модели 911.66, сопряженной для автоматизации процесса с ЭВМ РДР 11/15, по блок-программам составленным на основе характеристик нагруженности несущих систем (в перемещениях передних колес автомобиля) на специальных дорогах и сооружениях автополигона (НИЦИАМТ). Для контрольных ускоренных ресурсных стендовых испытаний несущих систем самосвалов разработан режим гармонического нагружения эквивалентный по повреждающему воздействию режиму при движении самосвалов по треку со сменными неровностями высотой 0,23 м автополигона. На основе статистической информации получен график, связывающий долговечность несущих систем в эксплуатации с долговечностью, полученной при испытаниях в стендовых и полигонных условиях (рис.28).

Как было показано во второй главе работы, основное влияние на исчерпание ресурса картеров мостов автомобилей-самосвалов оказывают нагрузки, изгибающие их в вертикальной плоскости. Поэтому блок-программы стендовых испытаний картеров на усталостную долговечность строились на информации об их нагруженности в вертикальной плоскости на дорогах комплексного маршрута полигона, установленного для большегрузных самосвалов. Анализ результатов стендовых испытаний картеров мостов, проведенных по составленным блок-программам показал, что виды и места разрушений картеров идентичны тем, что имеют место при полигонных испытаниях и эксплуатации, но усталостная долговечность при программном блочном нагружении на стенде в среднем оказывается несколько большей, чем при испытаниях на комплексном маршруте полигона, принятого для составления программы этого блочного на-гружения. Аналогичная тенденция прослеживается и при сравнении результатов стендовых и полигонных испытаний несущих систем самосвалов за 15-ти летний период.

В результате испытаний на усталость десяти картеров мостов при случайном процессе нагружения и десяти - при «эквивалентном» блочном нагружении были получены отношения усталостных долговечностей картеров при блочном и случайном нагружениях в диапазоне от 0,9 до 3 с математическим ожиданием примерно 1,5. Кинетика развития усталостных трещин в элементах несущей системы при блочном и случайном нагружениях (в условиях полигона) также различны. При блочном гармоническом нагружении период живучести, т.е. период работы конструкции с трещинами, составляет от 30 до 50 % всего ресурса, в то время как при случайном нагружении - 15-20%. Усталостные трещины в элементах несущей системы, как правило, проходят две характерные стадии. После возникновения трещины интенсивно развиваются, а затем в результате перераспределения напряжений между сопряженными элементами конструкции их рост замедляется или прекращается. Быстрое развитие трещин в зонах разрушения происходит после значительного уменьшения моментов сопротивления сечений элементов конструкции (более 25-30%), пораженных развивающимися усталостными трещинами. Результаты проведенных исследований позволяют считать, что испытания со случайным нагружением обеспечивает наиболее надежные данные об усталостной долговечности. Блочное нагружение может существенно искажать оценку сопротивления усталости, но в случаях, когда есть достаточная информация для рациональной компоновки и выбора состава блока напряжений, блочное нагружение обеспечивает достаточно представительные и надежные результаты испытаний. Организация случайного нагружения при натурных испытаниях крупных и сложных конструкций, к которым относится и несущая система автомобиля, требует преодоления очень многих трудностей, поэтому эффективнее в этом случае применять более простое блочное нагружение. Коэффициент эквивалентности блочного и случайного нагружении при этом можно ориентировочно принимать равным 1,5.

Корректировку результатов стендовых испытаний конструкций при гармоническом регулярном нагружении можно осуществлять с помощью

где Serг- среднее квадратическое отклонение гармонической (регулярной) нагрузки ( Sar = 0,707о-ШИ1 ); Su — среднее квадратическое отклонение случайной нагрузки.

В результате проведенных исследований установлено, что основными критериями развития их качества конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных автомобилей являются ресурс и суммарные затраты (Со) труда, средств и материалов на создание, производство и поддержание работоспособности конструкций в течение всего срока службы с учетом эксплуатационных потерь, обусловленных недостаточной их надежностью. Если требовать уменьшения вероятности (Рс) разрушения элементов конструкции, то производственные затраты необходимые для обеспечения этого требования, будут увеличиваться. С другой стороны, повышение вероятности разрушения приводит к росту эксплуатационных расходов на замену или ремонт поврежденных конструкций. Рациональная конструкция должна иметь вероятность разрушения [Р] такую, чтобы комплексные материальные затраты (С0) в сферах ее производства и эксплуатации были минимальными.

При решении задач разработки рациональных конструкций рекомендуется следующий подход: а) принять в качестве целевой функции требование о минимизации совокупных затрат труда, средств и материалов в сферах производства и эксплуатации за установленный срок службы конструкции С0 = С, +С2 => min, а в качестве основного ограничения — требование о том, чтобы вероятность усталостного повреждения конструкции за установленный срок службы не превышала нормированного значения [Р], б) принять в качестве целевой функции требование о минимизации вероятности усталостного повреждения за срок службы конструкции Рс => min при основном ограничении С0 s[c], где [С] - нормативные совокупные затраты труда, средств и материалов в сферах производства и эксплуатации за установленный срок службы конструкции, которые не могут быть превышены; и решить поставленные задачи, введя критериальные и параметрические ограничения.

Для анализа следует принять критерии, характеризующие материалоемкость и прочность конструкции — относительный опасный объем деформируемого твердого тела напряжение и условный коэффициент запаса прочности Sp. Тогда критериальные ограничения запишутся V05rjV0 < V^, cr<<xmax,

Система параметрических ограничений запишется в виде интервалов возможных изменений численных величин соответствующих параметров, функций распределения действующих и предельных напряжений в элементах конструкций.

Структурная схема методологии разработки рациональной конструкции несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов, основанная на закономерностях изменения конструкций и в соответствии с законом прогрессивной эволюции в технике в виде укрупненных блоков, ответственных за решение какой-либо частной задачи, представлена на рис.29.

Характеристики материалов

III

Предельное состояние конструкции

VI

Документация на элементы конструкции

I

Условия эксплуатации и эквивалентные им полигонные условия

II

4

/V

1

Расчет нагрузок и напряженно-деформированного состояния. Совершенствование конструкции по критерию жесткости, прочности и металлоемкости

Внешние воздействия (определение или назначение) IV

Экспериментальная отработка и оптимизация технологических методов литья, штамповки, сварки и поверхностного упрочнения

VII

Рациональная по жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости конструкция

Сбор статистической информации о надежности конструкции в эксплуатации. Построение эмпирических функций распределения усталостной долговечности и сравнение их с расчетными функциями

XI

Тензометрические исследования переменной на-груженности конструкции в условиях режимов эксплуатации и полигона

VIII

Вероятностные расчеты на усталостную долговечность. Получение функций распределения усталостной долговечности конструкции

IX

ч

Усталостные и ресурсные испытания конструкций в составе автомобиля в стендовых и полигонных условиях

X

Рис. 29. Структурная схема методологии разработки рациональных конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов Предусмотренные методологией расчетные и экспериментальные исследования с успехом могут быть проведены на стадии проектирования и доводки опытного экземпляра самосвала. При этом их стоимость несоизмеримо мала по

сравнению с общими затратами на проектирование и производство таких массовых машин, как автомобили-самосвалы. Вместе с тем технико-экономический эффект от проведенных исследований получается весьма большим вследствие существенного повышения надежности и долговечности конструкций, снижения их металлоемкости, сокращения сроков создания и доводки за счет оптимизации конструктивно-технологических решений на основе этих исследований.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ, ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

1. Разработана методология создания рациональных конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных самосвалов по критериям жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости, базирующаяся на статистической информации о надежности прототипов проектируемых конструкций в эксплуатации, функциях распределения их усталостной долговечности, анализе статистического характера действующих нагрузок и функций распределения амплитуд напряжений в элементах при эксплуатации по типовому рабочему циклу и испытаниях на эквивалентном комплексе дорог и сооружений автополигона, анализе полей напряжений и деформаций в элементах конструкций расчетными и экспериментальными методами, использовании статистических характеристик сопротивления усталости элементов, теории подобия усталостного разрушения и вероятностных методов расчета на усталость, методах ускоренных ресурсных стендовых испытаний конструкций.

2. На основе статистической обработки информации о надежности большегрузных автомобилей-самосвалов в эксплуатации установлены критерии предельных состояний несущей системы и ходовой части, лимитирующих их работоспособность. Для несущей системы - это необратимые деформации, вследствие потери поперечной устойчивости кузова при свале груза на неровных площадках и усталостные разрушения поперечин и лонжеронов, для балок передней оси - пластические деформации из-за перегрузок, для картеров ведущих мостов — усталостные трещины и разрушения их балок и цапф. Критерием достаточности угловой жесткости несущей системы следует считать способность самосвала разгрузиться без потери боковой устойчивости кузова на площадках с поперечным уклоном не менее 7°.

3. Определены функции распределения и коэффициенты вариации усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов в эксплуатации. С помощью критериев согласия установлено, что эмпирические распределения ресурса рам и картеров ведущих мостов в эксплуатации подчиняются теоретическому закону нормального распределения. Коэффициенты вариации эксплуатационной долговечности рам и картеров мостов находятся в пределах 0,22-0,32.

4. Составлен статистически обоснованный типовой рабочий цикл большегрузных строительных автомобилей-самосвалов; подобран комплекс специальных дорог и сооружений автополигона, оказывающих повреждающее воздействие на элементы их несущей системы и ходовой части, эквивалентное типовому рабочему циклу.

5. Установлено, что эмпирические распределения нагрузок, действующих на несущую систему и узлы ходовой части самосвалов, подчиняются теоретическому закону нормального распределения. Наиболее высокий уровень напряженности элементов несущей системы и узлов ходовой части зарегистрирован при движении самосвалов по неровным дорогам. Боковые силы, действующие на автомобиль-самосвал при его движении, достигают величин, равных 8% полного веса машины, и их необходимо учитывать при проектировании и расчетах конструкций несущей системы.

6. Для предварительной оценки прочности элементов несущей системы установлена нормативная величина перекоса большегрузных строительных автомобилей-самосвалов, равная 0,5 м и коэффициенты запаса прочности конструкций при статическом и динамическом перекосах равные, соответственно 1,5 и 1,3. Для обеспечения требуемой долговечности элементов крепления силового агрегата и кабины, а также боковой устойчивости кузова при разгрузке самосвала на площадках с поперечным уклоном, его несущая система должна быть «абсолютно» жесткой на кручение в передней и задней частях, а по базе автомобиля должна обладать нормированной податливостью. Рекомендуется угловую жесткость несущей системы по базе автомобиля-самосвала выбирать в диапазоне 5,5.. 8,0 кНм/град.

7. Удовлетворительную точность расчета напряженно-деформированного состояния рамы можно получить по смешанной схеме расчета, в которой ее лонжероны между узлами представляются как тонкостенные стержни, а узлы моделируются оболочечными элементами. Поля напряжений и деформаций в элементах узлов рассчитываются методом конечных элементов по перемещениям; для определения матриц жесткости узлов используются экспериментальные данные

8. Установлено, что для получения достаточно точной оценки напряженно-деформированного состояния картеров ведущих мостов в конечно-элементных моделях их следует представлять составными оболочками сложной геометрии средней толщины.

9. Разработаны рекомендации по созданию на этапах проектирования и доводки рациональных по жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов; разработаны и защищены патентами РФ конструкции, удовлетворяющие установленным требованиям. Показано, что обеспечить достаточную угловую жесткость несущей системы и надежность ее в эксплуатации при минимальной металлоемкости можно путем увеличения «пространственности» конструкции за счет поперечных элементов, жестко соединенных с рамой и вынесенных за ее плоскость. Для снижения нагруженности продольных и поперечных элементов рамы эффективны поперечины с прямой кинематической связью с лонжеронами при деформировании узла. В местах передачи нагрузок от подвески автомобиля и опор кузова на раме должны быть установлены поперечины. Передача вертикальных нагрузок должна осуществляться через кронштейны, крепящиеся только к стенкам лонжеронов. Расстояние между соседними поперечинами не должно быть более 1-5-1,5 м. Рациональные конструкции балок пе-

редних осей и картеров ведущих мостов должны иметь моменты сопротивления сечений в вертикальной плоскости вдвое большие, чем в горизонтальной. Картеры следует выполнять с рукавами округлой формы, плавно переходящих в банджо. Элементы штампосварных картеров следует соединять нормальными стыковыми швами; крышку картера целесообразно выполнять в виде пологой оболочки, вытянутой вдоль картера и соединенной с балкой встык. Цапфы к балке картера могут соединяться сваркой трением. Требуемую жесткость, прочность и усталостную долговечность при минимальной металлоемкости картеров, рациональнее достигать за счет развития сечения, а не за счет увеличения толщины стенок. Резьбовые детали крепления шаровых опор поворотных цапф передних ведущих мостов с целью обеспечения их высокого сопротивления усталости следует затягивать моментами, вызывающими в них напряжения около 85% от предела текучести материала. Для увеличения сопротивления усталости сварных соединений картеров и мест концентрации напряжений цапф эффективны методы поверхностно-пластического деформирования (обдувка дробью, обкатка роликами и т.п.).

10. Для оценки совершенства конструкций балки передней оси и картеров ведущих мостов рекомендованы нормы жесткости и прочности: максимальный прогиб от осевой статической нагрузки при полной массе автомобиля, отнесенный к колее его колес, не должен превышать 1,5 мм/м; запас прочности по эквивалентным напряжениям от действия максимальной тормозной силы, приложенной к балке или картеру на радиусе качения колеса не должен быть менее 1,6; при действии на балку или картер в вертикальной плоскости переменной нагрузки, изменяющейся по отнулевому гармоническому циклу с размахом в 2,5 раза превышающим осевую нагрузку, они должны выдерживать без разрушений 1 млн. циклов.

11. Дана оценка точности расчетов усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов при различном уровне случайного нагружения методами номинальных напряжений и локальных деформаций. При отношении максимальной амплитуды напряжения случайного процесса нагружения детали к пределу выносливости материала этой детали ст.] более 1,7, расчет усталостной долговечности детали целесообразно вести по методу локальных деформаций, при отношении

по методу номинальных напряжений с суммированием усталостных повреждений по корректированной линейной гипотезе.

12. Экспериментально подтверждена возможность применения линейной гипотезы суммирования усталостных повреждений в деформационной трактовке при программном 2-х ступенчатом и нерегулярном случайном нагружении как в режиме слежения за деформациями, так и в режиме слежения за усилиями с изменением параметра иррегулярности в пределах 0,45-0,93 и при наличии перегрузок около (типы нагружении характерные для элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов).

13. Разработана процедура перехода от усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части машины, полученной при гармонических испытаниях в стендовых условиях, к усталостной долговечности в условиях ис-

пытаний на полигоне и в эксплуатации. На основе допущения об инвариантности эффективного коэффициента концентрации к интенсивности и характеру процессов нагружения, получено соотношение, которое позволяет оценить долговечность в заданных условиях нагружения по результатам испытаний, проведенных при иных условиях нагружения.

14. Показано, что удовлетворительный учет влияния асимметрии нагружения на повреждающее действие различных циклов напряжений и деформаций

дают зависимости: оа =0,7<то^аи —в расчетах усталостной долговечности

по номинальным напряжениям и в расчетах по локальным

деформациям.

15. Разработаны и защищены патентами РФ схемы нагружения, стендовое оборудование и блок-программы ускоренных ресурсных испытаний несущей системы и картеров ведущих мостов большегрузных автомобилей-самосвалов на основе информации о нагруженности их на дорогах полигона.

16. Установлено, что при «эквивалентном» блочном гармоническом нагру-жении конструкций несущей системы и ходовой части самосвалов оценка их усталостной долговечности оказывается завышенной, чем при случайном нагру-жении в среднем на 50%. Корректировку результатов стендовых испытаний конструкций при гармоническом регулярном нагружении с приемлемой точностью можно осуществлять с помощью коэффициента = , где - среднее квадратическое отклонение гармонической (регулярной) нагрузки, - среднее квадратическое отклонение случайной нагрузки.

Основное содержание диссертации отражено в 87 печатных работах автора, в том числе:

1. Барун В.Н., Белокуров В.Н., Павленко П.Д. Снижение металлоемкости несущей системы автомобиля-самосвала КамАЗ // Автомобильная промышленность. - 1983. - №9. - С. 12-14.

2. Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Повышение долговечности балок осей прицепа ГКБ-8350 и полуприцепа ОДАЗ-9370 // Автомобильная промышленность. - 1983. -№10. - С. 16-17.

3. Белокуров В.Н., Павленко П.Д. Влияние деформируемости элементов шасси на боковую устойчивость сельскохозяйственных автомобилей-самосвалов КамАЗ при разгрузке // Тез. докл. II Всесоюзной НТК «Надежность и долговечность машин и приборов». - Куйбышев: КПИ. - 1984. - С. 17-18.

4. Барун В.Н., Павленко П.Д., Шабрат ЮА, Петер Ю.Н. Расчет ресурса автомобильных рам по локальным деформациям // Автомобильная промышлен-ность.-1984.-№8.-С. 15-17.

5. Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н., Шамин А.Н. Повышение прочности соединений поперечных и продольных элементов автомобильных рам // Автомобильная промышленность. — 1984. -№11. - С. 12-13.

6. Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Эффективный метод повышения прочности и снижения металлоемкости несущих систем автомобилей // Автомобильная промышленность. - 1985. - №2. - С. 12-13.

7. Белокуров В.Н., Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Стендовая доводка прочности отдельных узлов - эффективный путь повышения надежности платформ грузового автомобиля // Автомобильная промышленность. - 1985. -№3.-С. 18.

8. Павленко П.Д., Петер Ю.Н., Козлова Е.Б. Для оптимизации прочности и металлоемкости подвески // Автомобильная промышленность. - 1987. - №4. -С. 16.

9. Павленко П.Д. Влияние конструктивных факторов на долговечность шаровых опор автомобиля КамАЗ-4310 // Сб. «Динамика и прочность конструкций». Челябинск, ЧПИ. - 1987. С. 25.

10. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А., Дурандин В. К. Картеры ведущих мостов автомобилей КамАЗ // Автомобильная промышленность. - 1987. -№ 12. - С. 15.

11. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А Оптимизированные конструкции несущих деталей ходовой части автомобиля КамАЗ // Автомобильная промышленность. -1988.-№4.-С. 22-23.

12. Павленко П.Д., Силин СВ. Методика эквивалентных стендовых испытаний на ресурс картера переднего моста полноприводного грузового автомобиля // Казанский филиал АН СССР. КФТИ. Выпуск XXI тр. семинара «Исследования по теории оболочек». - 1988. - С. 65-69.

13. Силин СВ., Павленко П.Д., Гаро СП. Методика ускоренных испытаний для построения семейства кривых равной повреждаемости. Казанский филиал АН СССР. КФТИ. Выпуск XXI тр. семинара «Исследования по теории оболочек». - 1988. - С. 70-76.

14. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д., Шамин А.Н. Ускоренные ресурсные испытания несущих систем автомобилей с применением гидропульсационной техники: Тез. докл. Всесоюзного совещания «Методы ускоренных стендовых испытаний агрегатов тракторов и сельхозмашин на надежность». - Челябинск: ЧФ НАТИ, 1991.-С 56.

15. Голованов А.И., Нехотяев В.В., Павленко П.Д. Оболочки как несущие элементы автомобиля // Автомобильная промышленность. — 1991. — №8. — С. 1819.

16. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А Автомобили КамАЗ. Рама повышенной надежности // Автомобильная промышленность. - 1992. -№12. - С. 10-11.

17. Павленко П.Д., Семин А.И., Фасхиев Х.А Влияние конструктивно-технологических факторов на жесткость и долговечность картеров ведущих мостов // Сб. научных трудов НАМИ. - 1993. - С. 86-94.

18. Семин А.И., Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Нормирование прочности деталей ведущих мостов грузовых автомобилей // Сб. научных трудов НАМИ -М.: НАМИ, 1993. - С. 95-99.

19. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А Нормы прочности. Каковы они должны быть для балок передних мостов грузовых автомобилей // Автомобильная промышленность. - 1993. - №1. - С. 19-22.

20. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А Разработка норм прочности по результатам стендовых испытаний // Автомобильная промышленность. - 1993. - №2. -С. 16-17.

21. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. Жесткость и долговечность картеров ведущих мостов // Автомобильная промышленность. - 1994. - №12. - С. 13-16.

22. Есеновский Ю.К., Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. Исследование влияния конструктивно-технологических мероприятий на долговечность шаровых опор ведущих управляемых мостов: Тез. докл. VI Всероссийского НТС «Динамика и прочность автомобиля». - М.: МАМИ, 1994. - С. 20.

23. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. О прочностной доводке конструкций// Автомобильная промышленность. - 1995. - №2. - С. 15-17.

24. Семин А.И., Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. О нормах прочности балок передних мостов грузовых автомобилей / Сб. научных трудов НАМИ.-М.:НАМИ, 1996.-С. 150-157.

25. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д., Дурандин В.К. Простой способ повышения усталостной долговечности фланцевых соединений // Автомобильная промышленность. - 1996. - №7. - С. 26-27.

26. Павленко П.Д. Исследование прочности рам специальных грузовых автомобилей // Грузовик. - 2002. - №9. - С. 26-29.

27. Павленко П.Д. Расчетно-экспериментальные исследования прочности картеров ведущих мостов грузовых автомобилей // Грузовик. - 2003. - №6. -С.24-26.

28. Павленко П.Д., Талипова И.П. Прочность фланцевых соединений цапф с картерами мостов автомобилей // Вестник машиностроения. — 2004. - №6. -С. 21-22.

29. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А., Галимянов А.Д. Разработка и использование норм прочности деталей в автомобилестроении // Сб. докл. Всероссийской НТК «Современные тенденции развития автомобилестроения в России». Том 2. - Тольятти: Изд-во ТГУ, 2004. - С. 202-209.

30. Патент РФ № 921029. Узел соединения кузова с рамой транспортного средства / Барун В.Н., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. - Опубл. в БИ 1982, №15.

31. Патент РФ № 1131739. Рама транспортного средства / Барун В.Н., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. - Опубл. в БИ 1984, №48.

32. Патент РФ № 1203395. Стенд для испытания рам и платформ транспортных средств / Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. - Опубл. в БИ 1986, №1.

33. Патент РФ № 1211132. Рама автомобиля-самосвала / Барун В.Н., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. - Опубл. в БИ 1986, №6.

34. Патент РФ № 1324911. Рама транспортного средства / Павленко П.Д., Волохов Г.М. - Опубл. в БИ 1987, №27.

35. Патент РФ № 1346453. Опора подвески силового агрегата транспортного средства / Гинц В.Г., Павленко П.Д., Нехотяев В.В. - Опубл. в БИ 1987, №39.

36. Патент РФ № 1392763. Рама транспортного средства / Дурандин В.К., Павленко П.Д., Павлова Н.В. - Опубл. в БИ 1988, №12.

37. Патент РФ № 1454059. Устройство для исследований резьбовых соединений / Павленко П.Д., Фасхиев ХА - Опубл. в БИ 1989, №2.

05:о/-

38. Патент РФ № 1552520. Шаровая опора ведущего управляемого моста транспортного средства / Дурандин В.К., Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. - Опубл. в БИ 1990, №4.

39. Патент РФ 2022351 Рама транспортного средства / Фасхиев X.А., Павленко П.Д. - Опубл. в БИ 1992, №38.

40. Патент РФ № 2025371. Рама транспортного средства / Фасхиев Х.А., Павленко П.Д., Валькова Г.Н. - Опубл. в БИ 1994, № 24.

41. Патент РФ № 2075743. Стенд для испытаний несущей системы транспортного средства / Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. - Опубл. в БИ 1997, №8.

МЕТОДОЛОГИЯ РАЗРАБОТКИ РАЦИОНАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ НЕСУЩЕЙ СИСТЕМЫ И ХОДОВОЙ ЧАСТИ БОЛЬШЕГРУЗНЫХ СТРОИТЕЛЬНЫХ АВТОМОБИЛЕЙ-САМОСВАЛОВ

Специальность 05.05.03 - Колесные и гусеничные машины

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

ЛР №020342 от 7.02.97 г. ЛР №0137 от 2.10.98 г. Поди, к печ. 1.04.2005 г. Формат 60x80/16. Усл. печ. л. 2,2. Тираж 100 экз. Заказ № £"¿0

Отпечатано на ротапринтере типографии КамПИ, 423812, Набережные Челны, Новый город, проспект Мира, 13.

Павленко Петр Дмитриевич

1 9 /005

ВВЕДЕНИЕ.

1. ОБЗОР НАУЧНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ В ОБЛАСТИ 14 СОЗДАНИЯ НАДЕЖНЫХ КОНСТРУКЦИЙ НЕСУЩЕЙ СИСТЕМЫ И ХОДОВОЙ ЧАСТИ ГРУЗОВЫХ АВТОМОБИЛЕЙ

Выводы по главе и задачи исследования.

2. ИССЛЕДОВАНИЕ НАГРУЗОК, ДЕЙСТВУЮЩИХ НА НЕСУЩУЮ СИСТЕМУ И УЗЛЫ ХОДОВОЙ ЧАСТИ БОЛЬШЕГРУЗНЫХ СТРОИТЕЛЬНЫХ АВТОМОБИЛЕЙ

• САМОСВАЛОВ В ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ И ПОЛИГОННЫХ УСЛОВИЯХ.

2.1. Условия эксплуатации большегрузных строительных автомобилей-самосвалов.

2.2. Особенности конструкций несущих систем и узлов ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов.

2.3. Анализ эксплуатационных разрушений несущих систем и узлов ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов.

2.4. Нагрузки, действующие в эксплуатации на несущие системы и узлы ходовой части автомобилей-самосвалов.

2.5. Экспериментальные исследования эксплуатационной напряженности рамы и узлов ходовой части автомобилясамосвала.

Выводы по главе.

3. РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ШАССИ С САМОСВАЛЬНОЙ УСТАНОВКОЙ БОЛЬШЕГРУЗНЫХ СТРОИТЕЛЬНЫХ АВТОМОБИЛЕЙ-САМОСВАЛОВ. а 3.1. Исследование угловой жесткости несущей системы автомобилей-самосвалов.

3.1.1. Методика оценки угловой жесткости несущей системы автомобилей.

3.1.2. Исследование угловой жесткости несущей системы автомобилей-самосвалов.

3.2. Исследование силового взаимодействия рамы с самосвальной установкой.

Ф 3.3. Анализ пространственного взаимодействия рамы с надрамником.

3.4. Анализ деформируемости несущей системы автомобиля-самосвала при разгрузке.

3.5. Методика численно - экспериментального анализа жесткости и прочности рамы с учетом податливости узлов.

3.5.1. Схема расчета рамы на основе метода перемещений.

3.5.2. Кинематический анализ узлов рамы методом конечных элементов.

3.5.2.1. Основные соотношения.

3.5.2.2. Схема построения матрицы жесткости.

3.5.2.3. Подготовка исходной информации.

3.5.2.4. Расчет составных оболочек. Условия стыковки.

3.5.2.5. Нумерация.

3.6. Расчет рамы в сборе с осью балансира при действии вертикальной и горизонтальной кососимметричных нагрузок.

3.7. Исследование прочности соединений поперечин с лонжеронами рамы.

3.8. Исследование напряженно-деформированного состояния узла пятой поперечины рамы.

Выводы по главе.

4. РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

ЖЕСТКОСТИ, ПРОЧНОСТИ И ДОЛГОВЕЧНОСТИ

ЭЛЕМЕНТОВ ХОДОВОЙ ЧАСТИ АВТОМОБИЛЕЙ

САМОСВАЛОВ.

4.1. Постановка задачи и оценочный расчет напряженно-деформированного состояния штампо-сварного картера ведущих мостов по балочной теории.

4.2. Экспериментальные исследования картера мостов методами лаковых покрытий и тензометрирования.

4.3. Исследование картера методом оптически чувствительных покрытий.

4.4. Определение уровней и характера распределения остаточных напряжений в балке картера.

4.5. Численное исследование напряженно-деформированного состояния картера заднего моста, как оболочки сложной геометрии.

4.5.1. Вычисление потенциальной энергии деформации.

4.5.2. Вычисление деформаций.

4.5.3. Алгоритм построения матрицы жесткости элемента.

4.5.4. Задание исходной информации о геометрии.

4.5.5. Определение узловых сил на элементе.

4.5.6. Проверка полученных теоретических положений.

4.6. Расчет картера ведущего заднего моста.

4.7. Исследования усовершенствованных конструкций картера заднего моста.

4.7.1. Картер с различными сечениями балки.

4.7.2. Картер с крышкой, круглой в плане и измененной формой меридиана.

4.7.3. Картер заднего моста с удлиненной в плане крышкой.

4.7.4. Экспериментальное исследование влияния формы крышки картера на его напряженно-деформированное состояние.

4.8. Исследование циклической долговечности сварного соединения цапфы с балкой картера моста.

4.9. Исследования жесткости, прочности и циклической долговечности картера (балки) переднего моста автомобиля-самосвала.

4.10 Исследование прочности фланцевого соединения шаровых опор с картером моста полноприводного автомобилясамосвала.

Выводы по главе.

5. РАСЧЕТЫ И ЭКВИВАЛЕНТНЫЕ СТЕНДОВЫЕ ИСПЫТАНИЯ НА УСТАЛОСТНУЮ ДОЛГОВЕЧНОСТЬ КОНСТРУКЦИЙ НЕСУЩЕЙ СИСТЕМЫ И ХОДОВОЙ ЧАСТИ АВТОМОБИЛЕЙ-САМОСВАЛОВ.

5.1. Методы расчета усталостной долговечности.

5.2. Исследование накопления усталостных повреждений для случая нерегулярного нагружения с перегрузками.

5.3. Выбор метода расчета усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов.

5.4. Расчетная оценка усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов на основе результатов стендовых испытаний.

5.5. Оценка соответствия усталостной долговечности деталей автомобиля нормативным требованиям.

5.6. Стендовые испытания элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов на усталость.

5.7. Общие принципы проектирования конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов по критерию сопротивления усталости.

5.8. Методология разработки рациональных по жесткости, прочности, ресурсу и металлоемкости конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов.

Выводы по главе.

В настоящее время в стране велика потребность в большегрузных строительных автомобилях-самосвалах. Без этих машин немыслимо расширение промышленного, дорожного и жилищного строительства, развитие топливно-энергетического комплекса и сельскохозяйственного производства.

Наряду с задачей увеличения выпуска высокопроизводительных и экономичных, автомобилей-самосвалов стоят задачи снижения металлоемкости и трудоемкости их изготовления, повышения качества, надежности и конкурентоспособности. Проблема повышения надежности и увеличения ресурса автомобилей является частью общей проблемы безопасности и регулярности работы транспорта, а также его экономической эффективности. Особенно важно увеличение ресурса для автомобилей высокой стоимости, к которым относятся и большегрузные строительные автомобили-самосвалы. Повышение надежности и ресурса создаваемых автомобилей - задача весьма сложная, так как прогресс в автомобильной технике идет по пути увеличения грузоподъемности, скорости движения автомобилей при одновременном снижении снаряженной массы, что в свою очередь приводит к росту напряженности элементов конструкции.

Несущая система и ходовая часть являются важнейшими узлами автомобиля. Рама - основной элемент конструкции несущей системы автомобиля, является основанием для крепления узлов и агрегатов машины, а также силовым элементом конструкции, воспринимающим все нагрузки, возникающие при движении автомобиля по дорогам и местности. На изготовление рамы потребляется до 10% металла, идущего на постройку автомобиля. Ее жесткость и прочность в значительной мере предопределяют работоспособность машины в целом. Выход из строя рамы вследствие поломки или необратимой деформации связан с трудоемкими и дорогостоящими ремонтными работами.

Прочность и долговечность несущих элементов ходовой части в значительной мере определяют и безопасность автомобиля.

Выполнение растущих требований к надежности, ресурсу и металлоемкости элементов несущей системы и ходовой части автомобилей может быть достигнуто за счет разработки оптимальных конструкций, устранения избыточных запасов прочности, максимального использования возможностей материала и технологии. Например, снижение металлоемкости рамы можно достичь путем регулирования усилий в ее элементах, в результате чего рационально используются прочностные свойства металла, затраченного на изготовление конструкции. Регулирование усилий в элементах рамы может быть выполнено различными способами, например, изменением конструктивных форм, выбором рациональных схем передачи нагрузок от подвески автомобиля и кузова, подбором погонных жесткостей элементов несущей системы и т.п.

Задача проектирования рациональных конструкций элементов несущей системы и ходовой части автомобилей не может успешно решаться без совершенствования расчетных и экспериментальных методов исследования их жесткости, прочности и долговечности.

Разработка методологии комплексного исследования, обеспечивающего надлежащую надежность и долговечность сложных автомобильных конструкций с учетом влияния различных факторов проектирования, производства и эксплуатации, является актуальной проблемой современного автомобилестроения.

В связи с этим тема диссертации, посвященная методологии разработки рациональных конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов, является актуальной.

Цель исследования. Создание методологии разработки рациональных конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов.

Объектом исследований являются конструкции несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов семейства КамАЗ.

Предмет исследований. Методы проектирования несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов.

Методы исследований. Решение поставленных задач базируется на методах статистической обработки результатов испытаний и информации об эксплуатационной надежности автомобилей; вероятностных и детерминированных методах анализа нагруженности автомобильных конструкций; численных и экспериментальных методах исследования напряженно-деформированного состояния конструкций; вероятностных методах расчета усталостной долговечности конструкций по номинальным напряжениям и локальным деформациям; методах ускоренных ресурсных испытаний автомобильных конструкций в стендовых и полигонных условиях.

Достоверность и обоснованность принятых в диссертационной работе решений подтверждается полнотой и обстоятельностью анализа известных методов проектирования и доводки машин; корректным применением теории математической статистики и методов математического моделирования технических систем; корректностью выбора исходных допущений и ограничений при исследовании несущих систем и ходовой части автомобилей; достаточной адекватностью используемых математических моделей исследуемым объектам; согласованностью теоретических результатов с результатами экспериментальных исследований, полученных в НТЦ ОАО «КАМАЗ», внедрением разработанных методов проектирования на автомобильных заводах; публикацией и апробацией основных положений работы на международном и всероссийском уровнях, а также результатами эксплуатации машин с реализованными в конструкции техническими решениями диссертационной работы.

Научная новизна диссертационного исследования заключается в следующем:

1. Разработана методология создания рациональных конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных самосвалов по критериям жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости, базирующаяся на статистической информации о надежности прототипов проектируемых конструкций в эксплуатации, функциях распределения их усталостной долговечности, анализе статистического характера действующих нагрузок и функций распределения амплитуд напряжений в элементах при эксплуатации по типовому рабочему циклу и испытаниях на эквивалентном комплексе дорог и сооружений автополигона, анализе полей напряжений и деформаций в элементах конструкций расчетными и экспериментальными методами, использовании статистических характеристик сопротивления усталости элементов, теории подобия усталостного разрушения и вероятностных методов расчета на усталость, методах ускоренных ресурсных стендовых испытаний конструкций.

2. На основе статистической информации о надежности большегрузных автомобилей-самосвалов в эксплуатации установлены критерии предельных состояний несущей системы и ходовой части, лимитирующих работоспособность последних. Определены функции распределения и коэффициенты вариации усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов в эксплуатации.

3. Составлен статистически обоснованный типовой рабочий цикл большегрузных строительных автомобилей-самосвалов; подобран комплекс специальных дорог и сооружений автополигона, оказывающих повреждающее воздействие на элементы их несущей системы и ходовой части, эквивалентное типовом}' рабочему циклу.

4. Разработана методика расчета на этапе доводки напряженно-деформированного состояния рамы несущей системы самосвалов методом конечных элементов по смешанной схеме, в которой, в отличие от известных схем, узлы рамы представляются оболочечными элементами, а податливости их определяются экспериментально.

5. Установлено, что для получения достаточно точной оценки напряженно-деформированного состояния картеров ведущих мостов в конечно-элементных моделях их следует представлять составными оболочками сложной геометрии средней толщины.

6. Разработаны нормы жесткости и прочности несущей системы и элементов ходовой части автомобилей-самосвалов, на основе которых созданы и защищены патентами РФ рациональные по жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости конструкции.

7. Определена точность расчетов усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов при различном уровне случайного нагружения методами номинальных напряжений и локальных деформаций; предложена процедура перехода на основе использования метода локальных деформаций от долговечности элемента конструкции, полученной при гармоническом нагружении в стендовых условиях, к долговечности этого элемента в условиях испытаний на полигоне или в эксплуатации.

8. Разработаны и защищены патентами РФ схемы нагружения, стендовое оборудование и блок-программы ускоренных ресурсных испытаний несущей системы и картеров ведущих мостов большегрузных автомобилей-самосвалов на основе информации о нагруженности их на дорогах полигона.

Практическая ценность. Внедрение в практику проектирования большегрузных строительных автомобилей-самосвалов выявленных в ходе исследований закономерностей, разработанных методик исследования и конструктивных рекомендаций, позволяет на стадиях проектирования и доводки создавать надежные, рациональные по жесткости, прочности, долговечности и металлоемкости конструкции несущей системы и ходовой части; сократить материальные, трудовые затраты и время на создание новых моделей автомобилей.

Реализация результатов. Разработанные методики и результаты теоретических исследований используются в НТЦ ОАО «КАМАЗ» при выполненин опытно-конструкторских работ по созданию конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов. Разработанные рекомендации и научные положения диссертации реализованы в конструкциях серийно выпускаемых автомобилей-самосвалов КамАЗ-55111, -65115, -65116, -6520 и в экспериментальном образце автомобиля-самосвала Ка-мАЗ-6522.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались на II-oü Всесоюзной НТК «Надежность и долговечность машин и приборов» (Куйбышев, 1984), Всесоюзных НТС «Динамика и прочность автомобиля» (Москва, 1984, 1986, 1988, 1990, 1992, 1994), Х-ой НТК молодых ученых ИМАШ РАН им. A.A. Благонравова (Москва, 1985), Всесоюзной НТК «Методы ускоренных стендовых испытаний агрегатов тракторов и сельхозмашин на надежность» (Челябинск, 1991), международных НТК «Механика машиностроения» (Набережные Челны, 1995, 1997), «Новые технологии в машиностроении» (Харьков, 1993, 1996); Республиканских НТК «Механика сплошных сред» (Набережные Челны, 1982), «Технология и ресурс» (Казань, 1985), «КамАЗ-КамПИ» (Набережные Челны, 1986), международной НТК «Автомобиль и техносфера» (JCATS' 2001) (Казань, 2001), Всероссийской НТК «Современные тенденции развития автомобилестроения России» (Тольятти, 2004). Материалы диссертации неоднократно докладывались и обсуждались в 1982-2004 гг. на НТС «ОАО «КАМАЗ», на расширенных заседаниях кафедр «Автомобили и автомобильные перевозки», «Основы конструирования машин» Камского государственного политехнического института.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 87 работ, из них 33 научных статьи, 17 патентов РФ, 2 отчета НИР.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, выводов и приложений. Общий объем диссертационной работы 396 страниц машинописного текста, включающего 201 рисунок, 25 таблиц и список использованной литературы из 240 наименований.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ, ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

1. Разработана методология создания рациональных конструкций несущей системы и ходовой части большегрузных строительных самосвалов по критериям жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости, базирующаяся на статистической информации о надежности прототипов проектируемых конструкций в эксплуатации, функциях распределения их усталостной долговечности, анализе статистического характера действующих нагрузок и функций распределения амплитуд напряжений в элементах при эксплуатации по типовому рабочему циклу и испытаниях на эквивалентном комплексе дорог и сооружений автополигона, анализе полей напряжений и деформаций в элементах конструкций расчетными и экспериментальными методами, использовании статистических характеристик сопротивления усталости элементов, теории подобия усталостного разрушения и вероятностных методов расчета на усталость, методах ускоренных ресурсных стендовых испытаний конструкций.

2. На основе статистической обработки информации о надежности большегрузных автомобилей-самосвалов в эксплуатации установлены критерии предельных состояний несущей системы и ходовой части, лимитирующих их работоспособность. Для несущей системы - это необратимые деформации, вследствие потери поперечной устойчивости кузова при свале груза на неровных площадках и усталостные разрушения поперечин и лонжеронов, для балок передней оси - пластические деформации из-за перегрузок, для картеров ведущих мостов - усталостные трещины и разрушения их балок и цапф. Критерием достаточности угловой жесткости несущей системы следует считать способность самосвала разгрузиться без потери боковой устойчивости кузова на площадках с поперечным уклоном не менее 7°.

3. Определены функции распределения и коэффициенты вариации усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части большегрузных строительных автомобилей-самосвалов в эксплуатации. С помощью критериев согласия установлено, что эмпирические распределения ресурса рам и картеров ведущих мостов в эксплуатации подчиняются теоретическому закону нормального распределения. Коэффициенты вариации эксплуатационной долговечности рам и картеров мостов находятся в пределах 0,22-0,32.

4. Составлен статистически обоснованный типовой рабочий цикл большегрузных строительных автомобилей-самосвалов; подобран комплекс специальных дорог и сооружений автополигона, оказывающих повреждающее воздействие на элементы их несущей системы и ходовой части, эквивалентное типовому рабочему циклу.

5. Установлено, что эмпирические распределения нагрузок, действующих на несущую систему и узлы ходовой части самосвалов, подчиняются теоретическому закону нормального распределения. Наиболее высокий уровень напряженности элементов несущей системы и узлов ходовой части зарегистрирован при движении самосвалов по неровным дорогам. Боковые силы, действующие на автомобиль-самосвал при его движении, достигают величин, равных 8% полного веса машины, и их необходимо учитывать при проектировании и расчетах конструкций несущей системы.

6. Для предварительной оценки прочности элементов несущей системы установлена нормативная величина перекоса большегрузных строительных автомобилей-самосвалов, равная 0,5 м и коэффициенты запаса прочности конструкций при статическом и динамическом перекосах равные, соответственно 1,5 и 1,3. Для обеспечения требуемой долговечности элементов крепления силового агрегата и кабины, а также боковой устойчивости кузова при разгрузке самосвала на площадках с поперечным уклоном, его несущая система должна быть «абсолютно» жесткой на кручение в передней и задней частях, а по базе автомобиля должна обладать нормированной податливостью. Рекомендуется угловую жесткость несущей системы по базе автомобиля-самосвала выбирать в диапазоне 5,5.8,0 кН-м/град.

7. Удовлетворительную точность расчета напряженно-деформированного состояния рамы можно получить по смешанной схеме расчета, в которой ее лонжероны между узлами представляются как тонкостенные стержни, а узлы моделируются оболочечными элементами. Поля напряжений и деформаций в элементах узлов рассчитываются методом конечных элементов по перемещениям; для определения матриц жесткости узлов используются экспериментальные данные.

8. Установлено, что для- получения достаточно точной оценки напряженно-деформированного состояния картеров ведущих мостов в конечно-элементных моделях их следует представлять составными оболочками сложной геометрии средней толщины.

9. Разработаны рекомендации по созданию на этапах проектирования и доводки рациональных по жесткости, прочности, усталостной долговечности и металлоемкости конструкций несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов; разработаны и защищены патентами РФ конструкции, удовлетворяющие установленным требованиям. Показано, что обеспечить достаточную угловую жесткость несущей системы и надежность ее в эксплуатации при минимальной металлоемкости .можно путем увеличения «пространственности» конструкции за счет поперечных элементов, жестко соединенных с рамой и вынесенных за ее плоскость. Для снижения нагруженности продольных и поперечных элементов рамы эффективны поперечины с прямой кинематической связью с лонжеронами при деформировании узла. В местах передачи нагрузок от подвески автомобиля и опор кузова на раме должны быть установлены поперечины. Передача вертикальных нагрузок должна осуществляться через кронштейны, крепящиеся только к стенкам лонжеронов. Расстояние между соседними поперечинами не должно быть более 1-И,5м. Рациональные конструкции балок передних осей и картеров ведущих мостов должны иметь моменты сопротивления сечений в вертикальной плоскости вдвое большие, чем в горизонтальной. Картеры следует выполнять с рукавами округлой формы, плавно переходящих в банджо. Элементы штампосварных картеров следует соединять нормальными стыковыми швами; крышку картера целесообразно выполнять в виде пологой оболочки, вытянутой вдоль картера и соединенной с балкой встык. Цапфы к балке картера могут соединяться сваркой трением. Требуемую жесткость, прочность и усталостную долговечность при минимальной металлоемкости картеров, рациональнее достигать за счет развития сечения, а не за счет увеличения толщины стенок. Резьбовые детали крепления шаровых опор поворотных цапф передних ведущих мостов с целью обеспечения их высокого сопротивления усталости следует затягивать моментами, вызывающими в них напряжения около 85% от предела текучести материала. Для увеличения сопротивления усталости сварных соединений картеров и мест концентрации напряжений цапф эффективны методы поверхностно-пластического деформирования (обдувка дробью, обкатка роликами и т.п.).

10. Для оценки совершенства конструкций балки передней оси и картеров ведущих мостов рекомендованы нормы жесткости и прочности: максимальный прогиб от осевой статической нагрузки при полной массе автомобиля, отнесенный к колее его колес, не должен превышать 1,5 мм/м; запас прочности по эквивалентным напряжениям от действия максимальной тормозной силы, приложенной к балке или картеру на радиусе качения колеса не должен быть менее 1,6; при действии на балку или картер в вертикальной плоскости переменной нагрузки, изменяющейся по отнулевому гармоническому циклу с размахом в 2,5 раза превышающим осевую нагрузку, они должны выдерживать без разрушений 1 млн. циклов.

11. Дана оценка точности расчетов усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов при различном уровне случайного нагружения методами номинальных напряжений и локальных деформаций. При отношении максимальной амплитуды напряжения случайного процесса нагружения детали статах к пределу выносливости материала этой детали а.) более 1,7, расчет усталостной долговечности детали целесообразно вести по методу локальных деформаций, при отношении аатах /ст| < 1,7 -по методу номинальных напряжений с суммированием усталостных повреждений по корректированной линейной гипотезе.

12. Экспериментально подтверждена возможность применения линейной гипотезы суммирования усталостных повреждений в деформационной трактовке при программном 2-х ступенчатом и нерегулярном случайном нагруже-нии как в режиме слежения за деформациями, так и в режиме слежения за усилиями с изменением параметра иррегулярности в пределах 0,45-0,93 и при наличии перегрузок около -аатах= 1,7а. 1 (типы нагружений характерные для элементов несущей системы и ходовой части автомобилей-самосвалов).

13. Разработана процедура перехода от усталостной долговечности элементов несущей системы и ходовой части машины, полученной при гармонических испытаниях в стендовых условиях, к усталостной долговечности в условиях испытаний на полигоне и в эксплуатации. На основе допущения об инвариантности эффективного коэффициента концентрации к интенсивности и характеру процессов нагружения, получено соотношение, которое позволяет оценить долговечность в заданных условиях нагружения по результатам испытаний, проведенных при иных условиях нагружения.

14. Показано, что удовлетворительный учет влияния асимметрии нагружения на повреждающее действие различных циклов напряжений и деформаций дают зависимости: аа ~0,7оа 1

О",, в расчетах усталостной долговечности по номинальным напряжениям и ста =у]еа - сттах/Е в расчетах по локальным деформациям.

15. Разработаны и защищены патентами РФ схемы нагружения, стендовое оборудование и блок-программы ускоренных ресурсных испытаний несущей системы и картеров ведущих мостов большегрузных автомобилей-самосвалов на основе информации о нагруженности их на дорогах полигона.

16. Установлено, что при «эквивалентном» блочном гармоническом на-гружении конструкций несущей системы и ходовой части самосвалов оценка их усталостной долговечности оказывается завышенной, чем при случайном нагружении в среднем на 50%. Корректировку результатов стендовых испытаний конструкций при гармоническом регулярном нагружении-с приемлемой точностью можно осуществлять с помощью коэффициента Коф = , где 5аг

- среднее квадратическое отклонение гармонической (регулярной) нагрузки, Ба - среднее квадратическое отклонение случайной нагрузки.

1. Автомобили-самосвалы / В.Н.Белокуров, О.В.Гладков, A.A. Захаров, A.C. Мелик-Саркисьянц. Под общ. ред. A.C. Мелик-Саркисьянца. Ми Машиностроение, 1987. - 216 с.

2. Акимов А.Г., Закс М.Н., Мелик-Саркисьянц A.C. Саморазгружающийся автотранспорт. М.: Машиностроение, 1965. - 231 с.

3. Амелин В.И., Гриненко H.H., Шефер Л.А. К исследованию некоторых вопросов программированных усталостных испытаний // Заводская лаборатория. 1972.-№10.-С. 16-18.

4. Андреев A.B. Инженерные методы определения концентрации напряжений в деталях машин. М.: Машиностроение, 19876. - 68 с.

5. Арасланов A.M. Расчет элементов конструкций заданной надежности при случайных воздействиях.- М.: Машиностроение, 1987.- 128 с.

6. Аргирос Дж. Современные методы расчета сложных статически неопределимых систем. Л.: Судпромгиз, 1961. 200 с.

7. Баловнев Г.Г. Усталостная прочность сварных соединений рамного типа при изгибе // Автомобильная промышленность. 1969. - №2. - С. 30-33.

8. Барун В.Н., Белокуров В.Н., Павленко П.Д. Снижение металлоемкости несущей системы автомобиля-самосвала КамАЗ//Автомобильная промышленность. 1983. - №9. - С. 12-14.

9. Барун В.Н., Павленко П.Д., Шабрат Ю.А., Петер Ю.Н. Расчет ресурса автомобильных рам по их деформациям // Автомобильная промышленность. 1984. - №8. - С. 15-17.

10. БатеК., Вилсон Е. Численные методы анализа и метод конечных элементов. Пер. с англ. М.: Стройиздат, 1982. - 447 с.

11. Безверхий С.Ф. Показатели долговечности автомобилей // Автомобильная промышленность. 1982,- № 9. - С. 13.

12. Безверхий С.Ф., Белокуров В.Н., Самойлов Г.А. Эффективность экспериментальных исследований и снижение металлоемкости автомобилей7/ Автомобильная промышленность. 1983. - № 9. - С. 10.

13. Белокуров В.Н., Закс М.Н. К вопросу расчета автомобильных рам на кручение // Автомобильная промышленность. 1969. - №4. - С. 20-21.

14. Белокуров В.Н., Закс М.Н. Регулирование крутильной жесткости рам автомобиля // Автомобильная промышленность. 1972. - №4. - С. 19-22.

15. Белокуров В.Н. Пути снижения металлоемкости рам грузовых автомобилей // Автомобильная промышленность. 1982. -№10. - С. 15-18.

16. Белокуров В.Н., Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Стендовая доводка прочности отдельных узлов эффективный путь повышения надежности платформ грузового автомобиля // Автомобильная промышленность. - 1985. - №3. - С. 18.

17. Бидерман B.JI. Конструкционное демпфирование в деталях с прессовой посадкой. В сб.: Расчеты на прочность. М.: Машиностроение. -1978. -№ 19. С. 3-10.

18. Бидерман B.JI. Механика тонкостенных конструкций. М.: Машиностроение, 1977.-488 с.

19. Бидерман B.JI. Механика тонкостенных конструкций. М.: Машиностроение, 1977. -488 с.

20. Биргер И.А., Шорр Б.Ф., Иосилевич Г.Б. Расчет на прочность деталей машин. М.: Машиностроение, 1979. - 702 с.

21. Биргер И.А., Шорр Б.Ф., Шнейдерович P.M. Расчет на прочность деталей машин.- М.: Машиностроение, 1993. 640 с.

22. Биртер И.А., Иосилевич Г.Б. Резьбовые и фланцевые соединения. М.: Машиностроение, 1990. - 368 с.

23. Бойцов Б.В. и др. Определение закона распределения ресурса деталей машин и механизмов методом статических испытаний // Вестник машиностроения. 1983. - № 2. - С. 20-21.

24. Бойцов Б.В., Оболенский Е.П. Ускоренные испытания по определению пределов выносливости, как эффективный метод оценки принятых конструктивно-технологических решений // Проблемы прочности. -1983.-№ 10.-С. 23-28.

25. Бойцов В.В., Гусенков А.П., Фролов К.В., Когаев В.П. Пути снижения коэффициентов запаса прочности и металлоемкости машин при одновременном повышении их надежности и долговечности // Вестник машиностроения. 1981. - № 11. - С. 46-49.

26. Бойцов Б.В. Надежность шасси самолета. М.: Машиностроение, 1976.-216 с.

27. Бойцов Б.В. Прогнозирование долговечности конструкций: Комплексное исследование шасси самолета. М.: Машиностроение, 1985. — 232 с.

28. Болотин В.В. Прогнозирование ресурса машин и конструкций. -М.: Машиностроение, 1984. — 312 с.

29. Бочаров Н.Ф. Расчет автомобильных рам на прочность. В сб. «Автомобиль», МВТУ им. Н.Э. Баумана. Вып.61. М.: Машгиз, 1955. - С. 4048.

30. Бочков В.И., Оболенцева Л.А., Безверхий С.Ф. Теория планирования эксперимента и эффективность исследований нагруженности элементов ходовой части автомобиля // Автомобильная промышленность. -1986.-№7.-С. 13-14.

31. Бояршинов C.B. Основы строительной механики машин. М.: Машиностроение, 1973.-456 с.

32. Броек Д. Основы механики разрушения. М.: Высшая школа, 1981.-368 с.

33. Бруевич Н.Г. Надежность, долговечность, точность. В кн.: О надежности сложных технических систем. - М.: Сов. Радио, 1966. - С. 7-26.

34. Бурмистров В.П. Обеспечение качества неразъемных соединений и полуфабрикатов. Д.: Машиностроение, 1985.-223 с.

35. Бухарин H.A., Прозоров B.C., Щукин М.М. Автомобили. М.: Машиностроение, 1973. - 503 с.

36. Вейбулл В.В. Усталостные испытания и анализ их результатов. -М.: Машиностроение, 1964. 275 с.

37. Вентцель Е.С. Теория вероятностей. М.: Наука, 1973. - 564 с.

38. Винокуров В.А., Куркин С.А., Николаев Г.А. Сварные конструкции. Механика разрушения и критерии работоспособности. М.: Машиностроение, 1996. - 576 с.

39. Власов В.З. Тонкостенные упругие стержни. М.: Физматиздат, 1959.-568 с.

40. Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Повышение долговечности балок осей прицепа ГКБ-8350 и полуприцепа ОДАЭ-9370 // Автомобильная промышленность. 1983. -№10. - С. 16-17.

41. Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Эффективный метод повышения прочности и снижения металлоемкости несущих систем автомобилей // Автомобильная промышленность. 1985. - №2. - С. 12-13.

42. Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н., Шамин А.Н. Повышение прочности соединений поперечных и продольных элементов автомобильных рам // Автомобильная промышленность. 1984. - №11. - С. 1213.

43. Высоцкий М.С. и др. Автоматизированная система ускоренных испытаний автомобильных конструкций. Минск: Наука и техника, 1989. - 168 с.

44. Галлатер Р. Метод конечных элементов. Основы. М.: Мир, 1984.-428 с.

45. Гельфгат Д.Б., Ошноков В.А. Рамы грузовых автомобилей. М.: Машгиз, 1959.-231 с.

46. Годжаев З.А. Совершенствование динамических характеристик силовых передач тракторов на основе методов многокритериальнойоптимизации. Автореф. дис. на соиск. учен. степ, д-ра техн. наук. М.: НАТИ, 1994.-47 с.

47. Годжаев З.А., Дмитриченко С.С., Мищенко Ю.Д. Создание банка данных о прочности тракторных конструкций / Тр. НПО НАТИ. М.: ГОНТИ НАТИ, 1985.

48. Голованов А.И., Нехотяев В.В., Павленко П.Д. Оболочки как несущие элементы автомобиля // Автомобильная промышленность. 1991. -№8. -С. 18-19.

49. Горбацевич М.И. и др. Выбор конструкций установки для испытаний мостов автомобилей // Конструкции автомобилей. 1983. - № 6. - С. 7-10.

50. Горшенев И .Я. Прогнозирование долговечности агрегатов автомобилей на стадии проектирования // Автомобильная промышленность. -1977.-№ 1.-С. 12-13.

51. ГОСТ 25.101-83. Расчеты и испытания на прочность. Методы схематизации случайных процессов нагружения элементов машин и конструкций и статистического представления результатов. М.: Изд-во стандартов, 1983.

52. ГОСТ 25.504-82. Расчеты и испытания на прочность. Методы расчета характеристик сопротивления усталости. М.: Изд-во стандартов, 1982.

53. ГОСТ 25.507-85. Расчеты и испытания на прочность в машиностроении. Методы испытаний на усталость при эксплуатационных режимах нагружения. М.: Изд-во стандартов, 1985.

54. Гриненко Н.И., Шефер Л.А. Спектральный метод оценки усталостной долговечности при действии случайных нагрузок // Проблемы прочности. 1976. - № 1. - С. 19-32.

55. Гриненко Н.И., Завалич И.Г., Шефер Л.А. Влияние асимметрии на долговечность при гармоническом и случайном нагружении // Проблемы прочности. 1985. - №5. - С. 74-77.

56. Гриненко Н.И., Шефер Л.А. Спектральный метод оценки усталостной долговечности при действии случайных, нагрузок // Проблемы прочности. 1976. -№1. - С. 19-22.

57. Грузовые автомобили / М.С.Высоцкий, Ю.Ю.Беленький, Л.Х.Гилелес и др; М.: Машиностроение, 1979: - 384 с.

58. Гусев A.C., Светлицкий В .А. Расчет конструкций при случайных воздействиях. М.: Машиностроение, 1984. - 240 с.59= Джонсон Н., Лион Ф. Статистика и планирование эксперимента в технике и науке. Методы обработки данных. М.: Мир, 1980. - 154 с.

59. Дмитриченко С.С. Анализ нагруженности;элементов машин. М.: Машиностроение, 1977. - 109 с.

60. Дмитриченко С.С. и др. Параметры случайных процессов нагружения металлоконструкций колесного трактора // Тракторы и сельхозмашины. 1987. - №1. — С. 21-26.

61. Дмитриченко С.С., Боровик А.П. Расчет усталостных долговечностей конструкций машин // Вестник машиностроения. 1983. - № 2. -С. 11-12.

62. Дмитриченко С.С., Боровских В.Е., Агзамов С.К. Прогноз ресурса по результатам незавершенных испытаний // Вестник машиностроения. 1974. -№3;-С. 54-57.

63. Дмитриченко С. С., Бурда A.A. Определение коэффициента ускорения на усталостную прочность по спектральным плотностям динамических нагрузок // Тракторы и сельхозмашины. 1982. - № 8. - С. 10-12.

64. Дмитриченко С.С., Кугель Р.В., Панкратов Н.М. О выборах критериев отказов металлоконструкций машин // Вестник машиностроения. -1976.- №7. -С. 3-5.

65. Дмитриченко С.С., Никулин В.Н. К расчету долговечности деталей машин // Проблемы прочности. 1976. - № 1. - С. 45-48.

66. Дмитриченко С.С., Ротенберг В.А. Равнопрочность машин и экономия материалов // Тракторы и сельхозмашины. 1980. - №3. - С. 6-7.

67. Завалич И.Г., Шефер Л.А. Прогнозирование усталостной долговечности на основе характеристических параметров процессов нагруженности // Проблемы прочности. 1982. - № 10. - С. 25-30.

68. Закс М.Н., Захаров A.A., Белокуров В.Н. Влияние условий закрепления тонкостенного стержня открытого профиля на его напряженное деформированное состояние // Автомобильная промышленность. 1979. - №3. -С. 26-28.

69. Захаров A.A., Белокуров В.Н., Закс М.Н. Использование метода моделирования связей при расчете автомобильных рам // Автомобильная промышленность. 1979. -№11. - С. 8-12.

70. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1975.-539 с.

71. Иванова B.C. Структурно-энергетическая теория усталости металлов. В кн.: Циклическая прочность металлов. - М.: Изд-во АН СССР, 1962.-С. И-23.

72. Индикт Е.А. Основные направления исследования эксплуатационной надежности автомобилей // Автомобильная промышленность. 1976. - №3. - С. 13-16.

73. Индикт Е.А., Кривенко Е.И., Черняйкин В.А. Испытания автомобилей на надёжность в экспериментально-производственных хозяйствах. М.: НИИНавтопром, 1971.-100 с.

74. Иосилевич Г.Б., Лебедев П.А., Стреляев B.C. Прикладная механика. М.: Машиностроение, 1985.-576 с.

75. Ипатов М.И. Технико-экономический анализ проектируемых автомобилей. М.: Машиностроение, 1982.-272 с.

76. Капур К., Ламберсон Л. Надежность и проектирование систем. Пер с англ. М.: Мир, 1980. - 604 с.

77. Карцов С.К. Вибрации и динамическая нагруженность конструкций колесных машин. Автореф. дис. на соиск. учен. степ, д-ра техн. наук. М.: ИМАШ им. A.A. Благонравова РАН, 1995. - 43 с.

78. Клыков H.A. Расчет характеристик сопротивления усталости сварных соединений. М.: Машиностроение, 1984. - 157 с.

79. Когаев В.П. Расчеты на прочность при напряжениях переменных во времени. — М.: Машиностроение, 1977. 232 с.

80. Когаев В.П., Дроздов Ю.Н. Прочность и износостойкость деталей машин. М.: Высш. шк., 1991. - 319 с.

81. Когаев В.П., Махутов H.A., Гусенков А.П. Расчеты деталей машин и конструкций на прочность и долговечность. М.: Машиностроение, 1985.-224 с.

82. Колинз Дж. Повреждение материалов в конструкциях: анализ, предсказание, предотвращение. Пер. с англ. Под ред. Э.И. Григолюка. М.: Мир, 1984.-624 с.

83. Колокольцев В.А. Расчет несущих систем машин при случайных стационарных колебаниях. Автореф. дис. на соиск. учен. степ, д-ра техн. наук. Саратов. СГТУ, 2000. 32 с.

84. Коновалов JI.B. Нагруженность, усталость, надежность деталей металлургических машин. М.: Металлургия, 1981. - 280 с.

85. Костенко H.A. Прогнозирование надежности транспортных машин. М.: Машиностроение, 1989. - 240 с.

86. Кугель Р.В. Испытания на надежность машин и их элементов. -М.: Машиностроение, 1982.- 211 с.

87. Кугель Р.В. Надежность машин массового спроса. -М.: Машиностроение, 1981.- 224 с.

88. Кугель Р.В. Долговечность автомобиля. М.: Машгиз,1961.- 432 с.

89. Кугель Р.В. Испытания на надежность машин и их элементов. -М.: Машиностроение, 1982. 211 с.

90. Кугель Р.В. Ускоренные ресурсные испытания в машиностроении. -М.: Знание, 1968.-87 с.

91. Кудрявцев И.В. и др. Несущая способность соединений при циклическом изгибе // Вестник машиностроения. 1980. - № 11. - С. 10-12.

92. Кудрявцев И.В., Наумченков Н.Е. Усталость сварных конструкций. М.: Машиностроение, 1976. - 270 с.

93. Кузнецов H.JL, Цейтлин В.И. Эквивалентные испытания газотурбинных двигателей. М.: Машиностроение, 1976. - 216 с.

94. Кузьменко В.А. и др. Многоцикловая усталость при переменных амплитудах нагружения. Киев: Наукова думка, 1986. - 264 с.

95. Лемачко В.В., Альгин В.Б., Дзюнь В.А. Расчетно-статистический анализ влияния массы автопоезда на долговечность элементов ведущих мостов. Деп. В БПИ, № 1237 ап-85.

96. Лепкий Э.К., Карамес М.Н. Планирование усталостных испытаний// Вестник машиностроения. 1979. - № 2 . - С. 11-15.

97. Лисовский В.Г., Трофимов О.Ф. Автоматизированный синтез схем нагруженности автомобильных конструкций для ресурсных стендовых испытаний // Автомобильная промышленность. 1982. - № 9. - С. 23-25.

98. Лукин П.П., Гаспарянц Г.А., Родионов В.Ф. Конструирование и расчет автомобиля. М.: Машиностроение, 1984.- 376 с.

99. Лукинский B.C. и др. Долговечность деталей шасси автомобиля. -Л.: Машиностроение, 1984.-231 с.

100. Лукинский B.C., Зайцев Е.И. Прогнозирование надежности автомобилей. -Л.: Политехника, 1991. 224 с.

101. Макеев В.П., Гриненко Н.И., Павлюк Ю.С. Статистические задачи динамики упругих конструкций. М.: Наука, 1984. - 232 с.

102. Марголис С.Я. Исследование нагруженности балки переднего моста грузового автомобиля // Автомобильная промышленность. 1977. - № 4. -С. 19-21.

103. Марголис С.Я. Мосты автомобилей и автопоездов. М.'.Машиностроение, 1983.-160 с.

104. Марголис С.Я., Златоврайский О.Д., Черейский Е.Е, Влияние конструкции зависимых подвесок на нагружение картера заднего мосталегкового автомобиля // Автомобильная промышленность. 1974 - № 5. - С. 1518.

105. Марголис С.Я.,, Черейский Е.Е. Анализ нагруженности балки заднего моста легкового автомобиля при движении по криволинейной траектории // Автомобильная промышленность. 1976. - № 3 . - С. 26-27.

106. Марголис С.Я., Шлимович Б.М. Выбор дорожных неровностей и режимов движения при прочностных испытаниях деталей ходовой части автомобиля // Автомобильная промышленность 1979. - № 4. - С. 17-19.

107. Марголис С.Я;, Шлимович Б.М: Исследование влияния колебаний неразрезного ведущего моста на нагруженность его балки. // Автомобильная промышленность. 1978. - № 5. - С. 28-30.

108. Махутов H.A. Деформационные критерии разрушения и расчет элементов конструкций на прочность. М.: Машиностроение, 1981. - 271 с.

109. Махутов H.A., Пригоровский Н.И.,. Салин А.Н. Исследование полей напряжений при усовершенствовании узлов зерноуборочных комбайнов // Машиноведение. 1986. - № 6. - С. 76-83.

110. Мелик-Саркисъянц A.C. Устойчивость автомобилей-самосвалов при разгрузке // Автомобильная промышленность. 1981. -№12. - С. 14-15.

111. Метод фотоупругости. Под ред. ГЛ. Хесина. М.: Стройиздат, 1975. Т.1 -460 е.; Т.2 367 е.; Т.3 -310 с.

112. ИЗ. Методы и средства натурной тензометрии: справочник / MiJI. Дайчик, Н.И. Пригоровский, F.X. Хуршудов. М:: Машиностроение, 1989.-240 с.

113. Обзор методов прогнозирования усталостной долговечности. -Испытательные приборы и стенды. 1988. - № 41. - С. 3-8.

114. Одинг И.А. Допускаемые напряжения в машиностроении и циклическая прочность металлов. М.: Машгиз, 1962. - 260 с.

115. Олейник Н.В., Пахомова Н.И. Вероястностная оценка усталостной долговечности деталей строительных и дорожных машин при нерегулярном нагружении // Строительные и дорожные машины. 1987. - № 10. - С. 27-28.

116. Павленко П.Д. Влияние силового взаимодействия кузова и шасси на прочность рамы большегрузного автомобиля-самосвала. Автореф. дис. на соиск. учен. степ. канд. техн. наук. М.: Завод-ВТУЗ при московском автомобильном заводе им. И.А. Лихачева. - 26 с.

117. Павленко П.Д. Исследование прочности рам специальных грузовых автомобилей // Грузовик. 2002. - №9. - С. 26-29.

118. Павленко П.Д. Расчетно-экспериментальные исследования прочности картеров ведущих мостов грузовых автомобилей // Грузовик. 2003. -№6.-С. 24-26.

119. Павленко П.Д., Семин А.И., Фасхиев Х.А. Влияние конструктивно-технологических факторов на жесткость и долговечность картеров ведущих мостов // Труды НАМИ. 1993. - С. 86-94.

120. Павленко П.Д., Талипова И.П. Прочность фланцевых соединений цанф с картерами мостов автомобилей // Вестник машиностроения. 2004. -№6.-С. 21-22.

121. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. Автомобили КамАЗ. Рама повышенной надежности // Автомобильная промышленность. 1992. -№12. -С. 10-11.

122. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. Жесткость и долговечность картеров ведущих мостов // Автомобильная промышленность. 1994. - №12. -С. 13-16.

123. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. Нормы прочности. Каковы они должны быть для балок передних мостов грузовых автомобилей // Автомобильная промышленность. 1993. -№1. - С. 19-22.

124. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. Разработка норм прочности по результатам стендовых испытаний // Автомобильная промышленность. 1993. -№2. - С.16-17.

125. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А., Дурандин В.К. Картеры ведущих мостов автомобилей КамАЗ // Автомобильная промышленность. 1987. - № 12. -С. 15.

126. Павленко П.Д., Петер Ю.Н., Козлова Е.Б. Для оптимизации прочности и металлоемкости подвески // Автомобильная промышленность. -1987.-№4.-С. 16.

127. Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. Оптимизированные конструкции ходовой части автомобилей КамАЗ // Автомобильная промышленность. 1988. - №4. - С. 22-23.

128. Патент РФ 1131731 Рама транспортного средства / Барун В.Н., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Опубл. в БИ 1984, №48.

129. Патент РФ 1203395 Стенд для испытания рам и платформ транспортных средств / Волохов Г.М., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Опубл. в БИ 1986, №1.

130. Патент РФ 1211132 Рама автомобиля-самосвала / Барун В.Н., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Опубл. в БИ 1986, №6.

131. Патент РФ 1324911 Рама транспортного средства / Павленко П.Д., Волохов Г.М. Опубл. в БИ 1987, №27.

132. Патент РФ 1346453 Опора подвески силового агрегата транспортного средства / Гинц В.Г., Павленко П.Д., Нехотяев В.В. Опубл. в БИ 1987, №39.

133. Патент РФ 1392763 Рама транспортного средства / Дурандин В.К., Павленко П.Д., Павлова Н.В. Опубл. в БИ 1988, №12.

134. Патент РФ 1454059 Устройство для исследований резьбовых соединений / Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. Опубл. в БИ 1989, №2.

135. Патент РФ 1552520 Шаровая опора ведущего управляемого моста транспортного средства / Дурандин В.К., Павленко П.Д., Фасхиев Х.А. Опубл. вБИ 1990, №4.

136. Патент РФ 2022351 Рама транспортного средства / Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Опубл. в БИ 1992, №38.

137. Патент РФ 2075743 Стенд для испытаний несущей системы транспортного средства / Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Опубл. в БИ 1997, №8.

138. Патент РФ 921029. Узел соединения кузова с рамой трансопртного средства / Барун В.Н., Павленко П.Д., Петер Ю.Н. Опубл. в БИ 1982, №15.

139. Петерсон Р. Коэффициенты концетрации напряжений. Пер. с англ. М.: Мир, 1977.-304 с.

140. Петру шов В. А. и др. К вопросу о совершенствовании методов испытаний на долговечность автомобилей и их агрегатов // Автомобильная промышленность. 1974. - № 8. - С. 23-26.

141. Поведение стали при циклических нагрузках. Под ред. проф. В. Даля. Пер. с нем. Под ред. В.Н. Геминова М.: Металлургия, 1982. - 568 с.

142. Полунгян A.A. и др. Модульный принцип конструирования автомобилей // Автомобильная промышленность. 1998. - № 12. - С. 15-18.

143. Почтенный Е.К. Прогнозирование долговечности и диагностика усталости деталей машин. Минск: Наука и техника, 1983. — 246 с.

144. Пригоровский Н.И. Экспериментальные методы определения напряжений как средства усовершенствования машин и конструкций. М.: Машиностроение, 1970. - 103 с.

145. Проников A.C. Надежность машин. М.: Машиностроение, 1978.-592 с.

146. Просвирнин А.Д., Дворянинов Н.В., Кисилев A.A. Исследования жесткости заднего моста автомобиля ГАЗ-53А // Автомобильная промышленность. 1975. - № 9. - С. 12-13.

147. Проскуряков В.Б. Динамика и прочность рам и корпусов транспортных машин. Л.: Машиностроение, 1972. - 231 с.

148. Прочность и безотказность подвижного состава железных дорог ' А.Н. Савоськин, Г.П. Бурчак, А.П. Матвеевич и др. Под общ. ред. А.Н. Савоськина. М.: Машиностроение, 1990. - 288 с.

149. Прочность и долговечность автомобиля. / Б.В. Гольд, Е.П. Оболенский, Ю.Г. Стефанович, О.Ф. Трофимов. Под ред. Б.В. Гольда М.: Машиностроение, 1974. - 328 с.

150. Прочность самолета (методы нормирования расчетных условий прочности самолета) / Под ред. А.И. Макаревского. М.: Машиностроение, 1975.-280 с.

151. Прочность сварных соединений при переменных нагрузках / Под ред. В.И. Труфякова. Киев: Наукова думка, 1990. - 256 с.

152. Решетов Д.Н. Детали машин. М.: Машиностроение, 1974. - 482с.

153. Решетов Д.Н., Иванов A.C., Фадеев В.З. Надежность машин. М.: Выс. шк., 1988.-238 с.

154. Решетов Д.Н., Чатынян P.M., Фадеев В.З. Типовые переменные режимы нагружения деталей машин // Вестник машиностроения. 1980. - №2. -С. 7-10.

155. Розно М. Проектирование с FMEA или без? // Стандарты и качество. 2001. - №9. - С. 74-78.

156. Ротенберг Р.В. Основы надежности системы водитель-автомобиль-дорога-среда. М.: Машиностроение, 1986 - 216 с.

157. Савоськин А.Н. Прогнозирование показателей надежности рам тележек электроподвижного состава. Автореф. дис. на соиск. учен. степ, д-ра техн. наук. М.: МИИЖТ, 1974. - 29 с.

158. Семин А.И. Расчетно-экспериментальная оценка ресурса и характеристик сопротивления усталости деталей сельхозмашин // Тракторы и сельхозмашины. 1980. - №6. - С. 28-30.

159. Семин А.И. Расчетно-экспериментальное определение пределов выносливости деталей автомобиля. Труды НАМИ, 1990. - С. 97-109.

160. Семин А.И., Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Нормирование прочности деталей ведущих мостов грузовых автомобилей // Труды НАМИ. -1993.-С. 95-99.

161. Семин А.И., Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. О нормах прочности балок передних мостов грузовых автомобилей / Сб. научных трудов НАМИ,-М.:НАМИ, 1996.-С. 150-157.

162. Серенсен C.B., Когаев В.П., Шнейдерович P.M. Несущая способность и расчеты на прочность деталей машин. М.: Машиностроение, 1975.-488 с.

163. Сетерлинд Л. Применение метода конечных элементов. М: Мир, 1979:-392 с.

164. Силаев A.A. Спектральная теория подрессоривания транспортаых машин. М.: Машиностроение, 1972. - 192 с.

165. Сопротивления усталости элементов конструкций / А.З. Воробьев, Б.И. Олькин, В;Н. Стебелев, Т.С. Родченко. М;: Машиностроение, 1990: - 240 с.

166. Спицина Д.Н., Геккер Ф.Р., Владыкин Н.Г., Стешенко Б.А. Исследование напряженного состояния несущих систем при различных способах закрепления жестких кузовов на прочность. Вып. 17. М;: Машиностроение, 1976. С. 222-239

167. Старк Д.А. Конструирование и испытание большегрузных автомобилей и тяжелых тракторов.// Автомобильная промышленность США.-1979.-№2.-С. 21-27.

168. Старосельский А;А., Балацкий Л.Т. Прочность валов и осей при прессовых посадках // Вестник машиностроения. 1970. - №7. - С. 7-9.

169. Степнов М.Н: Статистические методы обработки результатов механических испытаний. Справочник. М.: Машиностроение, 1985. - 232 с.

170. Сухарев И.П., Экспериментальные методы исследования деформаций и прочности. М.: Машиностроение, 1987. - 216 с.

171. Тарабасов Н.Д., Учаев П.Н. Проектирование деталей и узлов машиностроительных конструкций. М;: Машиностроение, 1983; - 239 с.

172. Тесер Е. Кузова большегрузных автомобилей. Пер с пол. М.: Машиностроение, 1979. - 232 с.

173. Технологические остаточные напряжения. Под ред. A.B. Подзея. М.: Машиностроение, 1973. 216 с.

174. Тимошенко С.П., Гудьер Д.Ж. Теория упругости. М.: Наука, 1975.- 575 с.

175. Трофимов О.Ф., Аксенов Л.М., Спиридонов Е.В. Корректировка оценки долговечности конструкций транспортных машин при использовании методов теории случайных функций // Вестник машиностроения. 1971. -№10. -С. 10-18.

176. Трощенко В.Т. Деформирование и разрушение металлов при многоцикловом нагружении. Киев: Наук. Думка, 1981. - 344 с.

177. Трощенко В.Т., Сосновский JI.A. Сопротивление усталости металлов и сплавов. Справочник в 2-х томах. Киев: Наукова думка, 1987.

178. Трощенко В.Т., Хамазов JI.A. Исследование влияния циклических неупругих деформаций на предел выносливости металла при изгибе // Проблемы прочности. 1976. - №4. - С. 3-9.

179. Фасхиев Х.А. Проектирование транспортных средств по заданной надежности и ресурсу / Сб. науч. трудов КамПИ. Набережные Челны: Изд-во КамПИ, 1997.-С. 32-37.

180. Фасхиев Х.А. Разработка технического задания на конкурентоспособный автомобиль // Инженер. Технолог. Рабочий. 2001. - № 1. - С. 2-10.

181. Фасхиев Х.А. Методика проектирования деталей машин с учетом усталости // Вестник машиностроения. 1999. - № 6. - С. 21-25.

182. Фасхиев Х.А. Методы проектирования и доводки деталей ходовой системы грузовых автомобилей. Автореф. дис на соиск. учен. степ. канд. техн. наук. М.: НАМИ, 1995.-20 с.

183. Фасхиев Х.А. Оптимизация технико-экономических параметров автомобиля на ранних стадиях проектирования: Тез. докл. Международной научно-технической конференции "Механика машиностроения". Набережные Челны: Изд-во КамПИ, 1997. - С. 88-89.

184. Фасхиев X.А., Павленко П.Д. Оптимизированные конструкции несущих деталей ходовой части автомобилей КамАЗ // Автомобильная промышленность. 1988. - № 4. - G. 22-23.

185. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Методика ускоренных ресурсных испытаний несущих деталей автомобилей // Методы ускоренных стендовых испытаний агрегатов тракторов и сельхозмашин на надежность: тез. докл. всесоюзн. Совещания. Челябинск: ЧПИ, 1991.

186. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Нормы прочности. Каковы они должны быть для балок передних мостов грузовых автомобилей // Автомобильная промышленность. 1993. - №2. - С. 11-12.

187. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. О прочностной доводке конструкций // Автомобильная промышленность. 1995. - №2. - С. 15-17.

188. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Оптимизированные конструкции несущих деталей ходовой части автомобиля КамАЗ // Автомобильная промышленность. 1988. - №4. С. 12-14.

189. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Оценка конструктивно-технологических решений составных конструкций на основе ускоренных стендовых испытаний // Тез. докл. VI Республиканской НТК КамАЗ КамПИ. -Наб. Челны: КамПИ, 1988. - С. 64-65.

190. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Простой способ повышения усталостной долговечности фланцевых соединений // Автомобильная промышленность. 1996. - №7. - С. 26-27.

191. Фасхиев Х.А., Павленко П.Д. Разработка норм прочности по результатам стендовых испытаний // Автомобильная промышленность. 1993. - №2. - С. 16-17.

192. Фролов К.В. Методы совершествования машин и современные проблемы машиностроения. -М.: Машиностроение, 1994. 224 с.

193. Фишбейн Ф.И. Методы оценки надежности по результатам испытаний. М.: Знание, 1973. - 98 с.

194. Форрест П. Усталость металлов. Пер с англ. Под ред. C.B. Серенсена М.: Машиностроение, 1968. - 352 с.

195. Хазов Б.Ф., Дидусов Б.А. Справочник по расчету надежности машин на стадии проектирования. М.: Машиностроение, 1986. - 224 с.

196. Хеллан К. Введение в механику разрушения. Пер с англ. М.: Мир, 1988.-364 с.

197. Хэйвуд Р.Б. Проектирование с учетом усталости. Пер. с англ. Под ред. И.Ф. Образцова. М.: Машиностроение, 1969. - 504 с.

198. Циклические деформации и усталость металлов / Под ред. В.Т Трощенко. Киев: Наукова думка, 1985. Т.1 - 216 е.; Т.2 - 223 с.

199. Чудаков Е.А. Теория автомобиля. М. - Л.: ОНТИ НКТП, 1940.

200. Шабрат Ю.А. Прогнозирование долговечности элементов несущих систем автомобилей по результатом стендовых испытаний. Автореф. дис. на соиск. учен. степ. канд. техн. наук. - М.: НАМИ, 1990. - 20 с.

201. Шасси автомобиля ЗИЛ-130 / Под ред. A.M. Кригера. М.: Машиностроение, 1973. - 400 с.

202. Шефер Л.А. Вероятностные методы расчета ресурса и запасов прочности несущих элементов транспортных систем: Монография. -Челябинск: Изд. ЮУрГУ, 2000. 250 с.

203. Школьник JI.M. Методика усталостных испытаний. М.: Металлургия, 1978. - 302 с.

204. Шор Я.Б. Статистические методы анализа надежности и контроля качества. М.: Советское радио, 1962. - 552 с.

205. Щудрак С.М. О выборе конечного элемента для прочностного расчета боковой рамы тележки // Динамика и прочность грузовых вагонов. Труды МИИТ, 1986. С. 70-76.

206. Якоби Г. Механические испытания материалов и узлов. -Дармштадт: Шенк-Требель, 1981.

207. Яскевич 3. Ведущие мосты. М.: Машиностроение, 1985. - 601 с.

208. Яценко H.H. и др. Исследование нагрузочных режимов конструкций автомобилей и автопоездов для разработки норм прочности по условиям полигонных испытаний. Труды НАМИ, 1989. - С. 12-19.

209. Яценко H.H. и др. Сопоставление результатов полигонных испытаний АТС и наблюдений в опытной эксплуатации // Автомобильная промышленность. 1987. - №2. - С. 13-14.

210. Яценко H.H. Колебания, прочность и форсированные испытания грузовых автомобилей. М.: Машиностроение, 1972. - 372 с.

211. Яценко H.H., Безверхий С.Ф., Шухман С.Б. Перспективы повышения сопоставимости с эксплуатацией и достоверности полигонных испытаний. Труды НАМИ. Полигонные испытания, исследование и совершенствование автомобилей: М. 1984.

212. Barrois W.G. Stresses and displacements due to load transfer by fasteners in structural assemblies. Eng. Fract. Mech. 1978. V. 10. P. 115-116.

213. Beerman HJ. Herkömliche Berechnung von Fahreugtragwerken. Manuskript zur Vorlesung Fahrzeugtragwerke und -aufbauten I, Institut für Fahrzeugtecknik. TU Braunschweig, (1981).

214. Beerman H.J. Static analisis of commercial vehikle frames: A hibrid-finite element and analytical-method. Internatoinal Jornal of vehicle Design, 1984, v5, №1/2, p. 26-52.

215. Beerman H.J., Gohrbandt U. Rechnerische und experimentelle Untersuchungen von Spammungsverteilungen in Nutzfahrzeig-Rahmenknoten, Bericht 572, Institut fur Fahrzeugtecknik. TU Braunschweig, (1981).

216. Beerman H.J.Torsionsberechnung verdrelweicher Nutzfahrzeugrahnun bei Berücksichtigung verwindungsnachgiebiger Knoten. Automobil-Industrie (1976), Heft 2, S. 69-80.

217. Bell W.I., Benham P.P. Symposium in fatigue helicopters. --FSTM special technical publication. 1962. - №338. - P. 25-46.

218. Coffin L.E. Fatigue. Annual Review of Material Science 1972. - P. 313-348.

219. Darts J., Schütz D. Development of standardised test load histories for helicopter rotors // Preprint «Helicopter Fatigue Life Assessment» (AGARD CP N 297). P. 15.1-15-42.

220. Ekvall I.C., Young L. Converting fatigue loading spectra for flight-lyflight testing of aircraft and helicopter components //1, of Testing and Evaluation. -1976.-№4.-P. 231-247.

221. Fisher R., Hück M., Köbler H.G., Schütz W. Kriterien für die Bewertung der Schwingfestigkeit von Werkstoffen und Bauteilen für laufende und zukünftige Projekte. LBF Bericht N 2909. IABG Bericht N 14224601. 1975. 130 s.

222. Gassner E., Jacoby G. Experimentelle und rechnerische Lebensdauerbeurteilung von Bauteilen mit Start-Lande-Lastwechsel. Luftfahrttechnik-Raumfahrttechnik. 1965. Bd. 11. N 6. S. 138-148.

223. Gohrbandt U. Berechnung und Messung von Spannungen in Nutzfahrzeug-Rahmenknoten, VDI-Bericht 537 (1984), S. 419-438.

224. Gunter K. Vaihinqen, ENZ. Fehlermoglichkeits-und-enfinbanalyse (FMEA). Handhuch Qualitats-Managmement 3. Auflaqe, h. 469-490.

225. Haibach E., Fisher R., Schütz W., Hück M. A standard random load sequence of Gaussian type recommended for general application in fatigue testing // Fatigue testing. Society of Environmental Engineering. London. 1976. V. 2. P.

226. Hertel H. Ermüdungsfestikeit der Konstruktionen. Springer-verlag Berlin. Heidelberg. New York. 1969. 660 s.

227. Jacoby G.H. Beitrad zum Wergleich der Aussagrahigkeit von Programm-und Randon-Versuchen. Zeitschrift fur Flugwissenschaften V.18. -1970. - №7. - P. 253-258.

228. Jacoby G.H. Beitrag zum Vergleich der Aussagerähigkeit von Programm- und Random-Versuchen. Zeitschrifft fur Flügwissenschaften. V. 18. N. 7. 1970; P. 253-258.

229. Lokati L. Le prove di cafika come ausilio alia prodetta sone ed alla predusioni//Metallurgia Italiana. 1955. - №9.

230. Manson S.S. Fatigue: A complex Subjected-Some Simpl Approximations. Experimental Mechanics. - 1965. - №7. - P. 193-224.

231. Mitchell M., Wetzel P. Cumulative Fatigue Analysis of Light Truck Frame. sae Paper. - 1975. - №750 996.

232. Morrow I.D> Cyclic Plastic Strain Energy fyl Fatigue of metals. -ASTM STP. 1965. - №378. - P. 4-83.

233. Peterson R.E. Stress Concentration Factors. New-York, Welley, 1974.-317 p.

234. Smith C.R. Fatigue resistance. Aircraft Engineering. V. 32. N 375. 1960. V. P. 142-144.

235. Topper T.H., Sandor B.I., Morrow Y. Cumulative Fatigue Damage Under Cyclic Starin Control. J. Of Materials. ASTM. V. 4. N 1. P. 189-199.

236. Weibull W. Fatigue testing and analysis of result. London; New-York; Paris. Pergamonn Press, 1961. - 275 p.