автореферат диссертации по транспорту, 05.22.07, диссертация на тему:Возможности улучшения динамики и прочности тягового привода II класса для локомотивов и электропоездов

На правах рукописи

МАКСИМЕНКО Ирина Викторовна

ВОЗМОЖНОСТИ УЛУЧШЕНИЯ ДИНАМИКИ И ПРОЧНОСТИ ТЯГОВОГО ПРИВОДА II КЛАССА ДЛЯ ЛОКОМОТИВОВ И ЭЛЕКТРОПОЕЗДОВ

Специальность 05.22.07 - Подвижной состав железных дорог, тяга поездов и электрификация

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва-2004 г.

Работа выполнена на кафедре «Автоматизация производства и проектирования в машиностроении» Коломенского института Московского государственного открытого университета (КИ МГОУ)

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор

БЕЛЯЕВ Анатолий Ильич

Официальные оппоненты - доктор технических наук, профессор

(Брянский государственный технический университет)

МИХАЛЬЧЕНКО Георгий Сергеевич

кандидат технических наук, доцент (Российский государственный открытый технический университет путей сообщения) ШАРОВ Виталий Дмитриевич

Ведущая организация - Проектно-конструкторское бюро локомотивного хозяйства - филиал открытого акционерного общества «Российские железные дороги» (ГТКБ ЦТ ОАО «РЖД»)

Защита диссертации состоится на заседании диссертационного совета Д 218.005.01 при Московском государственном университете путей сообщения (МИИТ) по адресу: 127994, г.Москва, ул.Образцова, 15, ауд.2505, «15» декабря 2004 г. в 15 часов 00 минут.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МИИТа. Автореферат разослан «13» ноября 2004 года.

Отзыв на автореферат в 2-х экземплярах, заверенный печатью, просим направлять по адресу университета.

Ученый секретарь диссертационного совета Д 218.005.01, Доктор технических наук, профессор

Г.И.Петров

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Одной из важных задач, стоящих перед железнодорожным транспортом, является значительное повышение надежности технических средств. Увеличение надежности локомотивов требует совершенствования тягового привода, который на сегодняшний день остается узлом, недостаточно надежно работающим в эксплуатации. Анализ повреждений оборудования подвижного состава, проведенный по сети дорог МПС за период с 1990 по 2000 гг., показывает, что на долю неисправностей тягового привода приходится свыше 50% всех неисправностей. Ряд ценных исследований в области повышения качества тяговых приводов выполнили такие крупные отечественные ученые, как Беляев А.И., Бирюков И.В., Доронин В.И., Камаев А.А., Куценко СМ., Медель Б.В., Минов Д.К., Михальченко Г.С., Иванов В.Н., Павленко А.П., Пахомов М.П, Суздальцев М.Я., Тибилов Т.А., Щепетиль-ников В.А., Перевозчиков С.Н., Усманов Х.Г. и их ученики, а также зарубежные специалисты Альтхамер, Гюг, Мадей, Осецкий, Пасоварелли, Шиба и др.

В Программе обновления эксплуатационного парка, принятой в 2001 г. на заседании локомотивной секции Научно-технического совета МПС, указано на необходимость создания нового подвижного состава с асинхронным тяговым приводом. Поэтому совершенствование тяговых приводов с целью полного использования скоростных возможностей асинхронного электродвигателя, включающее, с одной стороны, существенное повышение прочности всех элементов тягового привода, а с другой стороны, обеспечение требуемого передаточного отношения тягового редуктора, является актуальной задачей для дальнейшего развития локомотивостроения.

В результате обобщения накопленного опыта эксплуатации отечественных локомотивов, анализа зарубежных данных, целого ряда расчетно-теоретических и экспериментальных работ, проведенных, в частности, коллективами Всероссийского научно-исследовательского института железнодорожного транспорта (ВНИИЖТ МПС РФ), Всероссийского научно-исследовательского и конструкторско-технологического института подвижного состава (ВНИКТИ ОАО «РЖД»), Всероссийского института электровозостроения (ВэлНИИ) и локо-мотивостроительных заводов, установлено, что применение асинхронных тяговых электродвигателей в серийных приводах, используемых в настоящее время, приводит к ряду проблем, вызванных следующими причинами: 1) недостаточное передаточное отношение одноступенчатого редуктора; 2) малоприемлемые значения динамических показателей работы тягового привода; 3) недостаточная быстроходность передаточного механизма (муфты). Сравнение существующих конструкций тяговых приводов показывает, что одним из пер-

РОС. 11ЛЦ

БИБЛ СП« 09

спективных направлений является совершенствование конструкции тягового привода второго класса, обладающего рядом динамических преимуществ перед серийными приводами при выполнении определенных условий. Поэтому в диссертации поставлена задача разработки алгоритмов исследования кинематических и динамических показателей перспективного тягового привода второго класса с планетарным осевым редуктором с большим передаточным отношением и быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой (БУШПМ), позволяющей установить горизонтальную реактивную тягу, между остовом редуктора и рамой тележки.

Цель и задачи работы. Разработать конструкцию тягового привода второго класса с БУШПМ для передачи вращающего момента от электродвигателя к колесной паре, соответствующей условиям работы привода с асинхронным тяговым электродвигателем, для чего необходимо провести кинематические и динамические исследования, а также анализ прочности и надежности основных элементов привода. В соответствии с поставленной целью в работе решаются следующие задачи: разработка математической модели БУШПМ; исследование кинематики и динамики БУШПМ; определение деформаций резиновых элементов БУШПМ при радиальном и угловом относительном смещении фланцев; изучение предельной компенсирующей способности муфты; разработка на основании вышеперечисленных исследований конструкции БУШПМ; изучение особенностей работы центрального подшипника качения и разработка методики его расчета на долговечность; разработка математической модели тягового привода второго класса с планетарным редуктором с повышенным передаточным отношением; исследование динамических показателей тягового привода с планетарным осевым редуктором; разработка на основании выполненных исследований конструкции высокопрочного, надежного и компактного осевого планетарного редуктора с БУШПМ; изучение особенностей и преимуществ работы осевого планетарного редуктора с БУШПМ в тележках электропоездов; экспериментальные исследования работоспособности муфты с колесной парой и анализ прочности и надежности основных ее элементов.

Методы исследования. Исследования выполнены на основе методов компьютерного моделирования, теории вероятностей и математической статистики, теории надежности и математического анализа.

Научная новизна. Разработана математическая модель БУШПМ; предложены и обоснованы алгоритмы исследования особенностей работы БУШПМ в статике и динамике; предложена и обоснована принципиально новая методика расчета центрального подшипника качения муфты; разработан программный модуль расчета кинематических показателей БУШПМ - с помощью этой модели определены значения углов поворота двуплечих рычагов

и поводков муфты в зависимости от положения ведущего вала при различных значениях расцентровки (до 40 мм), которые являются основой для расчета на долговечность подшипников качения рычагов и резинометаллических шарниров БУШПМ; разработана математическая модель тягового привода второго класса с планетарным редуктором и БУШПМ; предложены и обоснованы алгоритмы исследования кинематических и динамических показателей тягового привода с планетарным редуктором и БУШПМ; получено два Патента РФ на изобретение - на конструкцию БУШПМ и конструкцию тягового привода с планетарным редуктором и БУШПМ.

Практическая ценность и реализация результатов работы. Разработана конструкция БУШПМ, способной передавать вращающий момент от ротора электродвигателя к ведущему валу осевого редуктора с частотой вращения до 4000 мин-1 и радиальной расцен-тровкой соединяемых валов до 40 мм (Патент РФ № 2207267). Разработана конструкция модернизированного тягового привода второго класса с применением БУШПМ и заменой вертикальной реактивной тяги в приводе на горизонтальную, что сделало привод практически невосприимчивым к вертикальным колебаниям колесной пары и рамы тележки (Патент РФ № 2206468). Разработана конструкция резинометаллического шарнира, значительно увеличивающая компенсирующую способность муфты при одновременном увеличении ее технического ресурса.

Полученные практические результаты исследований могут быть использованы проектными и научно-исследовательскими организациями промышленного транспорта, занимающимися вопросами проектирования новых типов подвижного состава. Отдельные теоретические положения диссертации внедрены в учебный процесс Коломенского института Московского государственного открытого университета.

Апробация работы. Материалы диссертации докладывались на девятом международном научном семинаре «Технологические проблемы прочности» (Подольск, 2002), десятом международном научном семинаре «Технологические проблемы прочности» (Подольск, 2003), научно-технической конференции с международным участием «Теория и практика зубчатых передач» (Ижевск, 2004), заседании кафедры «Локомотивы и локомотивное хозяйство» МИИТа.

Публикации. По теме диссертации опубликовано восемь печатных работ, включая два Патента РФ на изобретение.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения с выводами, списка использованной литературы (104 наименования) и двух приложений. Текст диссертации изложен на 172 страницах, содержит 48 рисунков и 4 таблицы.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Введение. Обоснована актуальность темы диссертационной работы в связи с необходимостью совершенствования тяговых приводов локомотивов, сформулирована цель исследования, поставлены задачи и выбраны методы их решения.

В первой главе на основе анализа шарнирно-поводковых муфт для передачи вращающего момента от электродвигателя к осевому редуктору установлено, что существующие конструкции уравновешенной шарнирно-поводковой муфты не полностью удовлетворяют для использования в асинхронном тяговом приводе по причине невысокой компенсирующей способности и недостаточной прочности конструктивных элементов.

На основе анализа конструкций тяговых приводов первого, второго и третьего классов установлено: 1) привод первого класса не рекомендуется к применению на новых грузовых и пассажирских локомотивах из-за слишком большой необрессоренной массы, повышенного динамического воздействия на верхнее строение пути и электродвигатель; 2) для получения хороших динамических показателей тягового привода третьего класса необходимо применять механизмы, исключающие галопирование рамы тележки относительно кузова, а в тяговой передаче -зубчатые колеса, исключающие неравномерный износ рабочих поверхностей зубьев; 3) в наибольшей степени пригоден для вновь строящихся пассажирских и грузовых локомотивов модернизированный привод второго класса благодаря широкому диапазону возможных передаточных отношений, низкой нагруженности зубчатых колес и подшипников качения, высокому техническому ресурсу осевого редуктора и хорошим динамическим показателям привода.

Обосновано использование новой быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты в модернизированном тяговом приводе второго класса, позволяющей заменить вертикальную тягу на горизонтальную, что делает привод практически невосприимчивым к вертикальным колебаниям колесной пары и рамы тележки. Возможность использования в тяговом приводе второго класса горизонтальной тяги была впервые проанализирована проф.Бирюковым И.В., однако реализовать эту идею до настоящего времени не удалось именно из-за отсутствия высокооборотной муфты с большой компенсирующей способностью.

Вторая глава посвящена математическому исследованию кинематики быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты при параллельном смещении осей ведущего и ведомого фланцев, анализу разработанной на основе этих исследований конструкции БУШПМ, а также анализу показателей прочности и надежности основных элементов муфты.

При исследовании кинематики БУШПМ были разработаны математические модели плоской и пространственной систем муфты. В первом случае работа УШПМ рассматривалась при

параллельном смещении осей ведущего и ведомого фланцев на величину е (рис.1, а,б), а также при вращении со смещенными на величину Е параллельными осями фланцев (рис.1,в). Для этого была рассмотрена кинематическая цепь, состоящая из части БУШПМ, включающей ведущий валик Едо линии ведущего фланца Од — Едо, ведущий п о в о Едак-^^у п л е ч и й рычаг Кво ведомый поводок и ведомый валик линии ведомого фланца

а) расцентровка на величину б) рас центровка на величину ф; в) поворот на <р„1 — 90°

Рис.1

Из рис.1 (а,б) видно, что при смещении осей фланцев в определенных пределах на величину е всегда можно провести линию двуплечего рычага к окружностям их поводков так, что последняя пересечет отрезок 6 ровно пополам. Положение линий ведущего и ведомого фланцев при этом не меняется (см. рис.1, а,б). То же самое получается и при рассмотрении кинематической цепи УШПМ в целом. Математически это доказывается тем, что треугольники ОвЕдоКво И Ов!^соРво подобны п р ^0,С -Юв т е л ь н о , колебание смещения осей б в заданных пределах при невращающейся муфте не вызывает угловых колебаний ведомого фланца, если ведущий считать неподвижным.

При вращении УШПМ со смещенными на величину е параллельными осями фланцев (рис.1, в) в исходном положении ведущий валик Едо ведущего фланца, движущегося по окружности расположили на оси у с координатами то есть для начального положения УШПМ ф,» = 0° И фи,= О0. С учетом этих условий уравнения математической модели с целью определения интересующих нас значений были решены с помощью специально разработанного программного модуля расчета кинематических показателей муфты при следующих параметрах: Я« = 225 мм, Ьп = 120 мм (для электровозов) с дискретой по углу поворота ве-

дущего фланца в 10° и различными значениями 6 — 0; 10; 20; 30 и 40 мм. Аналогично были определены значения фК1, С(1, Р) при заданном ведущему фланцу БУШПМ угловом перемещении ф„1 Подобные вычисления можно выполнить и для двух других двуплечих рычагов. Нетрудно заметить, что искомые параметры будут повторяться со смещением по углу поворота ведущего фланца для второго рычага на а для третьего - на

Результаты вычислений показали, что при параллельном радиальном смещении валов ведущего и ведомого фланцев в пределах угол поворота ведомого фланца всегда равен углу поворота фн ведущего фланца, то есть БУШПМ кинемагически совершенна по отношению к радиальному смещению валов ведущего и ведомого фланцев. При этом значения углов поворота двуплечих рычагов относительно фланцев <Х| и поводков относительно фланцев Р, практически линейно зависят от смещения валов и изменяются гармонически с оборотной частотой вращения муфты (рис.2). Полученные зависимости являются основой для расчета на долговечность подшипников качения рычагов и резинометаллических шарниров УШПМ

Расцентровка £=20 мм

Рис.2.

При исследовании пространственной системы рычагов и поводков БУШПМ рассматривалась ее работа при перекосе и осевом смещении соединяемых валов. Было установлено, что при угловом перекосе валов увеличивается лишь угол поворота одного рычага относительно соседних рычагов в плоскости муфты, значение которого при соосном расположении соединяемых валов равно нулю, при этом вращение ведомого вала будет в точности соответствовать вращению ведущего вала. Картина не меняется, если рассматривать одновременно

радиальное смещение валов в сочетании с их угловым перекосом. Эти выводы подтверждаются анализом пространственной модели.

При осевом смещении соединяемых валов значение осевого смещения колесной пары относительно рамы тележки от среднего положения в каждую сторону у двухосных тележек может достигать 12 мм, а у трехосных тележек - 20 мм. Расчеты показали, что муфта компенсирует эти величины. Так как частота поперечных перемещений колесной пары относительно рамы тележки при извилистом движении последней по рельсовому пути не превышает обычно 3 Гц, то динамический вращающий момент от возвратно-поворотных движений промежуточного звена будет ничтожно мал.

На основании представленных выше исследований была разработана конструкция быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты (Патент РФ № 2207267), представленная на рис.3.

Рис.3

Муфта состоит из ведущего фланца 1, который может быть соединен с хвостовиком вата якоря (ротора) электродвигателя посредством шлицев, болтового крепления или прессовой посадки. Ведущий фланец 1 имеет три равномерно расположенные по окружности консольные вилки. Они посредством полых валиков 2, винтов 3 и шайб 4, а также резинометаллических блоков, состоящих из втулки 5, кольцевого буртика 6 и резинового элемента 7 соединены с головками трех ведущих поводков 8. Поводки 8 изготавливаются из легких высокопрочных алюминиевых сплавов или из углепластика. Противоположные головки поводков 8 соединены аналогичным путем посредством полых валиков 2 с гайками 3 и шайбами 4, а также резинометаллических блоков с вилками трех двуплечих рычагов 9,10 и 11. Двуплечие рычаги 9,10 и 11 подвижно соедине-

ны между собой в центре посредством подшипников качения 12 и 13, крышки 14, кольца 15, фиксатора 16 и болтов 17 так, что они могут вращаться друг относительно друга. Внутренняя полость подшипникового узла рычагов 9,10 и 11 защищена от попадания пыли и aiaгa манжетами 18. Вилки на противоположных концах двуплечих рычагов 9, 10 и И соединены с головками трех ведомых поводков точно так же, как это описано выше, а противоположные их головки аналогичным путем соединены с консольно расположенными вилками ведомого фланца 19, который может быть выполнен за одно целое с валом осевого редуктора или крепиться к нему посредством болтов. Валики 2 с консольных сторон вилок ведущего и ведомого фланцев снабжены пальцами, на которые с преднатягом одеваются облегченные тяги 20, связывая с преднатягом попарно их между собой. Тяги 20 крепятся на пальцах валиков 2 корончатыми гайками 21.

Поскольку с применением асинхронных электродвигателей частота вращения ротора повысилась до 4000 мин-1, резко возросли центробежные силы, действующие на вилки ведущего 1 и ведомого 15 фланцев, а также на вилки двуплечих рычагов 9, 10 и 11, создавая опасные изгибащие напряжения в местах перехода лап к дискам. Поэтому установка с преднатягом облегченных тяг 16 на пальцы полых валиков 2 со стороны консоли вилок ведущего 1 и ведомого 15 фланцев позволяет воспринимать им консольные центробежные силы и тем самым исключить опасные изгабные напряжения в местах перехода лап к дискам. Таким образом, новая конструкция БУШПМ расширяет скоростной диапазон ее применения и делает пригодной для асинхронного тягового привода.

При проектировании первого образца муфты для подвижного соединения двуплечих рычагов были выбраны шариковые подшипники по статической грузоподъемности, поскольку рычаги промежуточного звена покачиваются относительно друг друга на небольшой угол, и, следовательно, подшипники работают при возвратно-поворотных движениях с небольшой скоростью. Однако через 50 часов ускоренных испытаний муфты на стенде при максимальной нагрузке на внутреннем кольце коаксиально установленного шарикового подшипника образовались из-за питингового износа ямки глубиною до 1,4 мм. Анализ этого явления позволил разработать принципиально новую методику выбора центрального подшипника качения, основанную на утверждении, что подшипники качения, работающие при возвратно-поворотных движениях, следует выбирать не по статической, а по динамической грузоподъемности с учетом числа циклов нагружения площадки контакта шарика (ролика). Подшипники качения, выбранные по приведенной выше методике для муфты, обеспечили заданный технический ресурс при ускоренных испытаниях на стенде, при которых нагрузка удваивалась по сравнению с длительным режимом работы.

Поскольку у обычной шарнирно-поводковой муфты трудно обеспечить одинаковую

радиальную жесткость резиновых элементов в шарнирах, при высокой частоте вращения, когда центробежные инерционные силы от поводков достигают значительной величины, неравномерная их радиальная деформация приводит к разбалансировке муфты. Поэтому в процессе диссертационного исследования была разработана новая конструкция резинометаллического шарнира с подшипником типа ШС (рис.4), позволяющая значительно увеличить компенсирующую способность БУШПМ при одновременном увеличении ее технического ресурса. Муфта с новым шарниром обеспечивает передачу вращающего момента до 25000 Нм при частоте вращения до 4000 мин-1 и радиальном смещении валов до 40 мм без разбалансировки.

Тарировка экспериментального шарнира на кручение и поперечный перекос показала, что жесткость его на кручение вокруг собственной оси в 3,8 раза меньше жесткости обычного шарнира, а жесткость поперечного перекоса центрального валика относительно внешней втулки меньше в 2,4 раза Эти данные позволили построить ожидаемые характеристики статической жесткости быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты, показанные на рис.5 пунктирными линиями. Что касается жесткости БУШПМ при поперечном угловом перекосе соединяемых валов электродвигателя и осевого редуктора, по данным многочисленных исследований ряда авторов можно утверждать, что даже при частоте вращения 4000 мин'1 динамическая жесткость муфты не будет превышать статическую, показанную на рис.5, более чем на 20%, то есть дополнительные динамически нагрузки на подшипники качения валов электродвигателя и редуктора при деформации муфты будут невелики и почти на порядок меньше нагрузок, создаваемых резинокордной муфтой в приводах второго класса моторных вагонов электропоездов ЭР2.

Третья глава посвящена разработке и анализу кинематических и динамических моделей тягового привода с планетарным редуктором и быстроходной уравновешенной шар-нирно-поводковой муфтой.

Изобретение быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты, способной равномерно передавать вращающий момент величиной до 2,5 • 104 Н-м от электродвигателя к ведущему валу осевого редуктора с радиальной расцентровкой до 40 мм и перекосом осей валов до 3°, позволяет по-новому взглянуть на перспективу применения на железнодорожном тяговом подвижном составе привода второго класса с планетарным редуктором, в первую очередь, из-за возможности применения горизонтальной тяги.

Проведенное в диссертации исследование нагруженности зубчатых колес планетарного редуктора подтверждает, что его применение на тепловозах и электропоездах позволяет снизить рабочую удельную нагрузку на зубья передачи более чем в три раза практически при одинаковых габаритах остова по направлению оси колесной пары. Учитывая, что уровень как внешних, так и внутренних динамических нагрузок на зубья зубчатых колес планетарного редуктора при высоких скоростях движения также меньше в три-четыре раза по сравнению с тяговыми приводами и электропоездов, и тепловозов, можно смело утверждать, что и подшипники качения как на ведущем, так и на ведомом валу будут нагружены меньше примерно в таком же соотношении. Если считать зависимость интенсивности износа рабочих поверхностей зубьев тяговых передач локомотивов и электропоездов от нормальной удельной нагрузки на них в первой степени (на самом деле, степень выше единицы), а также учесть эффект снижения интенсивности износа зубьев с уменьшением их модуля, то можно смело утверждать, что технический ресурс всех элементов планетарного редуктора будет не менее расчетного срока службы в эксплуатации тягового подвижного состава.

В настоящей диссертации изучение работы планетарного редуктора в тяговом приводе включало сравнительный анализ его математических моделей с вертикальной и горизонтальной тягой с точки зрения восприимчивости редуктора к колебаниям колесной пары и рамы тележки.

При вертикальном положении реактивной тяги (рис.6, а,б) было принято, что колесная пара не теряет сцепления с рельсами, то есть не совершает угловых колебательных движений. При подпрыгивании колесной пары на расстояние угол поворота корпуса редуктора найдем по

формуле: Поскольку суммарный угол поворота ведущей шестерни и якоря

определяется из выражения: очевидно, что значение угла поворота

ведущей шестерни редуктора зависит от угла поворота корпуса и передаточного отношения редуктора.

В планетарном редукторе с горизонтальной реактивной тягой (рис.7) при вертикальных колебаниях колесной пары гк(0 корпус редуктора будет поворачиваться вокруг оси ко-

лесной пары на угол ■

вертикальных колебаниях рамы тележки

Аналогичной будет зависимость и при

то есть где длина

то есть где длина

горизонтальной реактивной тяги; Ьр - расстояние между продольной осью колесной пары и скрещивающейся с нею осью реактивной тяги в статике. При галопировании рамы тележки

угол поворота корпуса редуктора определяется по формуле

: / Г ~ г

Рис.7

Результаты сравнения восприимчивости тяговых приводов с осевым редуктором при вертикальном и горизонтальном расположении реактивной тяги к колебаниям колесной пары и рамы тележки представлены в таблице 1.

Таблица 1

Показатели восприимчивости тяговых приводов к колебаниям колесной пары и рамы тележки

Показатели Вертикальная тяга Горизонтальная тяга

Колебание колесной пары 0,003846 рад = 0 рад

Подпрыгивание рамы тележки 0,01923 рад 0,00012 рад

Галопирование рамы тележки 0,0112 рад 0,0037 рад

Таким образом, проведенные исследования показывают, что, во-первых, при горизонтальной тяге осевой редуктор практически не воспринимает среднечастотные колебания колесной пары на упругом рельсовом основании; во-вторых, при подпрыгивании рамы тележки восприимчивость привода в этом случае меньше более чем на два порядка; в-третьих, при галопировании рамы тележки восприимчивость редуктора при горизонтальной тяге меньше в три раза по сравнению с вертикальной тягой. Для еще большего снижения амплитуд колебаний галопирования рамы тележки следует устанавливать в первой и второй ступенях рессорного подвешивания более эффективные и долговечные по сравнению с другими типами гасителей колебаний пневматические адаптивные демпферы, обладающие полосовыми свойствами, что позволяет увеличивать безразмерную величину коэффициента демпфирования до 0,46, при этом амплитуды галопирования рамы тележки снижаются вдвое по сравнению с существующими типами упруго-диссипативной виброзащиты.

Анализ математической модели тягового привода с планетарным редуктором с точки зрения восприимчивости к зубцовой динамике показал, что при виброударном режиме работы зубчатой передачи необходимо стремиться всемерно снижать интенсивность износа рабочих поверхностей зубьев, в частности, за счет уменьшения удельной нагрузки и модуля зацепления передачи, а также добиваться того, чтобы, по крайней мере, одна из взаимодействующих масс зубчатых колес имела минимальное значение.

В настоящей диссертации была разработана динамическая модель тягового привода с планетарным редуктором, описываемая уравнениями с тремя степенями свободы:

[л-рс(;)+(2С, +С3)^-ф}1)+(2К, + ^ )л/ (0 - Су +^ (/)][¿Д/)+=

1 тяхл{')+2С1х,(1)+С1хс(1)+2К1х,{!)+К1хс{1)-2С1 -Л,-фс{{)-2К,-Яс • *,(/) =

где - радиус начальной окружности сателлитов; - приведенная к координате

возбуждающая функция; перемещение центра сателлитов планетарного редуктора; угол поворота сателлитов; перемещение приведенной к контакту зубьев центрального колеса с сателлитами массы ротора асинхронного электродвигателя вместе с быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой; приведенные к соответствующим координатам коэффициенты жесткости резиновых элементов; линеаризованные и приведенные к выбранным координатам коэффициенты демпфирования резиновых элементов; приведенные к обобщенным координатам массы и моменты инерции масс тягового привода.

Анализ представленной динамической модели тягового привода второго класса с планетарным осевым редуктором и асинхронным электродвигателем при аварийном режиме работы в инверторе напряжения позволил доказать его неоспоримое преимущество, например, перед опорно-осевым приводом первого класса по следующим параметрам: 1) за счет большого передаточного отношения планетарного редуктора и, следовательно, увеличенной частоты вращения ротора асинхронного электродвигателя значительно уменьшается отрицательный момент ударного электромагнитного импульса при сквозном коротком замыкании, как в инверторе тока, так и в инверторе напряжения (рис.8); 2) возникающие в тяговом приводе второго класса с осевым планетарным редуктором динамические нагрузки при возможных аварийных режимах работы инверторов не опасны для прочности всех его элементов.

Изучение результатов проведенных исследований доказывает, что наиболее удачным решением задачи замены применявшихся до настоящего времени на локомотивах одноступенчатых зубчатых передач является использование двухступенчатого редуктора, сочетающего цилиндрическую передачу в первой ступени и планетарную - во второй. Поэтому была разработана новая конструкция тягового привода (Патент РФ № 2206468), содержащего электродвигатель, жестко закрепленный на раме тележки, и осевой редуктор с жестким несущим корпусом, опирающимся на ось колесной пары посредством подшипников качения и соединенный с рамой тележки горизонтальной тягой (рис.9). При этом выходной вал электродвигателя соединен с входным валом осевого редуктора передаточным механизмом, выполненным

в виде быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты. В жестком корпусе устаноатены двухступенчатая зубчатая передача, включающая цилиндрическую зубчатую передачу в первой ступени и планетарную однорядную зубчатую передачу во второй ступени, причем ведомое зубчатое колесо цилиндрической передачи жестко соединено с центральным (солнечным) зубчатым колесом, и оба они с помощью подшипника качения установлены на оси колесной пары, а опорное (коронное) зубчатое колесо закреплено на корпусе осевого редуктора. Водило планетарной однорядной передачи расположено со стороны диска колеса колесной пары и жестко соединено с ним, а сателлиты, находя-Р 9 щиеся в зацеплении с центральным и

опорным зубчатыми колесами, установлены на подшипниках качения и опираются через резиновые элементы на полые продольно разрезные пальцы, размещенные в цилиндрических отверстиях водила и зажатые в них посредством болта двумя коническими сухарями.

В планетарной ступени осевого редуктора реализуется передаточное отношение в пределах 3.4 + 3.6, а в цилиндрической - от 1,5 до 2,5. В результате двухступенчатая передача (цилиндрическая и планетарная) перекрывает широкий диапазон передаточных отношений от 5,1 до 9, что вполне приемлемо для быстроходных асинхронных электродвигателей. По сравнению с двухступенчатой цилиндрической передачей сочетание цилиндрической и планетарной ступеней почти в два раза снижает ширину редуктора по направлению оси колесной пары, причем при расположении планетарной ступени со стороны центра колеса выгода получается наибольшей и редуктор значительно упрощается (исключается прессовая посадка водила на ось, а подшипники качения располагаются не на ступицах, а на оси колесной пары). Кроме того, получается более высокий к.п.д. передачи, значительно ниже нагружены подшипники качения и зубья зубчатых колес, в особенности в планетарной ступени. Благодаря установке сателлитов на резиновых элементах нагруз-

ка равномерно распределяется по шести потокам, и при ширине планетарных зубчатых колес всего в 50 мм удельная нагрузка на зубья будет эквивалентна цилиндрической передаче при ширине венца последней 300 мм. Низкая нагруженность зубьев планетарной ступени позволяет уменьшить модуль зацепления до 6 мм против 10 мм у цилиндрической передачи, что, с одной стороны, существенно уменьшает стоимость изготовления зубчатых колес планетарной ступени, а с другой - обеспечивает высокую надежность работы этой ступени в эксплуатации

Изучение особенностей работы тягового привода второго класса с серийным и планетарным редуктором в двухосной тележке в статике и динамике показало, что, поскольку модернизированный привод второго класса не приводит к неравномерному перераспределению осевых нагрузок между правым и левым колесами колесной пары, как в статике, так и в динамике, и, учитывая, что планетарный редуктор с горизонтальной тягой не восприимчив к вертикальным колебаниям колесной пары и рамы тележки, а его чувствительность к галопированию рамы тележки снижена более чем в четыре раза, можно сделать вывод, что новая тележка будет иметь высокие значения по всем показателям качества.

Четвертая глава посвящена проведению натурных испытаний тягового привода тепловоза 2ТЭ121 с установленной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой (УШПМ) и с серийной резинокордной муфтой. Для динамических испытаний уравновешенной шарнир-но-поводковой муфты под тепловозом 2ТЭ121-003 в составе комбинированного тягового привода во ВНИТИ был разработан и изготовлен вариант ее установки в габаритах штатного колесно-моторного блока Для поездных динамических испытаний был сформирован поезд, состоящий из тепловоза 2ТЭ121-003А, вагона-лаборатории, тепловоза 2ТЭ116-475А Для уточнения ожидаемого технического ресурса резиновых элементов муфты были проведены дополнительные испытания в объеме 300 часов на стендах (рис 10)

Рис 10

В процессе испытаний одновременно регистрировались с записью на ленту осциллографов, в частности, такие динамические параметры тягового привода, как крутящий момент

на валу якоря электродвигателя и усилие в реактивной тяге редуктора. Для возможности сопоставления полученных результатов испытаний комбинированного тягового привода с УШПМ и привода со штатным передаточным механизмом была проведена обработка опытных данных по максимальным значениям амплитуд для каждого режима работы тепловоза в зависимости от скорости движения. Кроме того, для привода с УШПМ статистическими методами были определены некоторые основные динамические характеристики.

Анализ осциллографных лент показал: 1) амплитуды регулярных динамических нагрузок совершенно не зависят от величины расцентровки валов редуктора и электродвигателя; 2) математические ожидания максимумов регулярных динамических нагрузок увеличиваются с ростом скорости движения локомотива значительно медленнее квадрата частоты вращения уравновешенной шарнирно-поводковой муфты. Эти факты подтверждают сделанный ранее вывод о том, что уравновешенная шарнирно-поводковая муфта не может служить источником значительных регулярных возмущений, то есть радиальная расцентровка валов редуктора и электродвигателя не нарушает радиальной динамической уравновешенности муфты.

Статистическая обработка осциллографных лент, выполненная в рамках корреляционной теории случайных процессов с помощью компьютера, позволила определить основные вероятностные характеристики динамического крутящего момента на валу электродвигателя, а также усилий растяжения-сжатия в реактивной тяге редуктора. Для этих случайных процессов были определены корреляционные функции, спектральные плотности, а также гистограммы распределения текущих значений их ординат. Так, на рис.11 показана спектральная плотность динамического крутящего момента на валу электродвигателя, а на рис.12 - спектральная плотность динамического усилия растяжения-сжатия в тяге редуктора.

Для сопоставления результатов испытаний опытного тягового привода с первым образ-

цом УШПМ с результатами испытаний штатного привода тепловоза с резинокордной муфтой была проведена обработка данных эксперимента по максимальным значениям амплитуд динамических процессов в зависимости от скорости движения тепловоза Результаты анализа опытных данных представлены в таблице 2.

Таблица 2

Результаты анализа опытных данных по максимальным значениям амплитуд динамических процессов

Показатели Резинокордная муфта Экспериментальная УШПМ

Динамические крутящие моменты на валу якоря электродвигателя 4700Н-м 4900 Н-м

Динамические усилия растяжения-сжатия в тяге редуктора 26150Н 27450Н

Взаимные относительные перемещения тягового двигателя и редуктора при движении тепловоза по кривой 15,3 мм 24 мм

Суммарные осевые усилия, действующие на подшипники редуктора и электродвигателя (движение по кривой) не измерялись 2353 Н

Анализ сравнительных результатов динамических испытаний комбинированного тягового привода с УШПМ и штатного тягового привода на тепловозе 2ТЭ121 по максимумам амплитуд динамических процессов показывает, что несмотря на более высокий уровень регулярных возмущений третьего порядка по отношению к частоте вращения валя якоря тягового электродвигателя, максимальные динамические нагрузки на валу якоря и на реактивной тяге его оказались лишь на 5% больше по сравнению со штатным приводом.

Анализ изменения динамического крутящего момента на валу якоря электродвигателя и динамического усилия растяжения-сжатия в реактивной тяге редуктора при боксовании колесной пары показал, что рассматриваемые динамические процессы совершенно идентичны по форме, развиваются с основной частотой около 3,2 Гц (при боксовании колес штатного привода 13,2 Гц). Абсолютные максимумы динамического крутящего момента на вату якоря электродвигателя и динамического усилия в реактивной тяге были достигнуты при четвертом боксовании и составили соответственно 23291 Н-м и 128810 Н (для штатного тягового привода - 23535 Н-м и 132390 Н). Испытания опытного тягового привода в режиме боксования колесной пары подтвердили, что конструкция уравновешенной шарнирно-поводковой муфты сохраняет свою работоспособность при динамических нагрузках, минимум в два раза превышающих их расчетные значения при трогании тепловоза с места.

Проведенные ресурсные испытания первого образца УШПМ на стендах (рис.10) по-

казали, что ожидаемый ресурс ее резиновых элементов в эксплуатации составит не менее 600 тыс.км пробега (для БУШПМ -1,2-106 км пробега).

Поскольку на стенде можно определить амплитудно-частотные характеристики различных вариантов тягового привода в диапазоне частот колебаний от 0 до 12 Гц, экспериментальный тяговый привод был оборудован датчиками для записи динамического крутящего момента на валу тягового электродвигателя и усилий растяжения-сжатия в реактивной тяге осевого редуктора. Амплитудно-частотные характеристики были определены для следующих вариантов компоновки тягового привода: 1) привод с упругим самоустанавливающимся зубчатым колесом и уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой; 2) привод с упругим самоустанавливающимся зубчатым колесом и штатным передаточным механизмом; 3) привод с жестким зубчатым колесом и штатным передаточным механизмом; 4) расчетная АЧХ модернизированного тягового привода. На рис.13 приведены АЧХ указанных вариантов тяговых приводов при работе упругого колеса на эластичном участке характеристики жесткости. Из рисунка видно, что АЧХ первого варианта является достаточно близкой к расчетной АЧХ, что свидетельствует о том, что при применении эластичного упругого зубчатого колеса характеристики крутильной жесткости уравновешенной шарнирно-поводковой муфты оказывают незначительное влияние на собственную частоту колебаний якоря и динамику привода.

Оценка прочности рычагов и поводков УШПМ показал, что усилия растяжения-сжатия распределяются по поводкам практически равномерно, остаточных деформаций на исследуемых наиболее напряженных участках не обнаружено. Максимальные напряжения, определяющие запас прочности поводка, были зарегистрированы в местах перехода от стержня к головке поводка, а наиболее напряженные сечения рычагов расположены на участке перехода от дисковой части рычага к его вилкам. Проведенная оценка прочности деталей УШПМ первого образца подтвердила, что геометрические размеры и выбранный материал для изготовления поводков и рычагов обеспечивают необходимые запасы прочности при частоте вращения муфты до 3000 об/мин, для более высоких частот вращения подтверждена необходимость внесения изменений в конструкцию УШПМ в виде установки с пред-

1 / 5 /

1 1

1 л

А !) ! V 7 о

Рис.13

натягом облегченных тяг на пальцы полых валиков со стороны консоли вилок ведущего и ведомого фланцев, что позволяет им воспринимать консольные центробежные силы и тем самым исключить опасные изгибающие напряжения. БУШПМ с облегченными тягами расширяет скоростной диапазон собственного применения и становится пригодной для тягового привода с асинхронным двигателем при частоте вращения до 4000 об/мин.

Проведенные теоретические расчеты и выводы и сравнение их с результатами натурных экспериментов подтверждают адекватность разработанных математических моделей, алгоритмов и методик расчета тягового привода с БУШПМ и осевым планетарным редуктором.

В приложении обоснована экономическая эффективность использования быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты в тяговых приводах локомотивов на примере тягового привода тепловоза 2ТЭ121. Основные экономические показатели трехлетнего срока эксплуатации БУШПМ в тяговом приводе одного восьмиосного тепловоза 2ТЭ121:1) прибыль за минусом единовременных затрат - 52,3 тыс.руб.; 2) коэффициент дисконтирования - 0,8264; 3) интегральный экономический эффект - 47,5 тыс.руб.; 4) срок окупаемости инвестиций- 1,9 года.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Кинематическое исследование быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты показало, что УШПМ кинематически совершенна по отношению к радиальному смещению валов ведущего и ведомого фланцев. На основании разработанной математической модели УШПМ, решенной с помощью компьютера, установлено, что значения углов поворота двуплечих рычагов относительно фланцев и поводков относительно фланцев практически линейно зависят от смещения валов и изменяются гармонически с оборотной частотой вращения УШПМ. Доказано, что уравновешенная шарнирно-поводковая муфта обеспечивает относительное перемещение соединяемых валов по пяти координатам, не вызывая при этом заметного колебания вращающего момента. При диаметре муфты в 500 мм предельное допустимое значение относительных перемещений соединяемых валов равно: радиальное смещение в плоскости муфты (по осям у или до 40 мм; осевое смещение вдоль оси х - до 25 мм; угловой перекос валов (относительно осей у или

2. Динамическое исследование перспективного тягового привода с планетарным редуктором и быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой показало: 1) при горизонтальной тяге осевой планетарный редуктор практически не воспринимает среднечас-тотные колебания колесной пары на упругом рельсовом основании, при подпрыгивании ра-

мы тележки восприимчивость привода меньше более чем на два порядка, а при галопировании - меньше в три раза по сравнению с вертикальной тягой; 2) с помощью анализа разработанных математических моделей привода обосновано использование планетарного редуктора при виброударном режиме работы зубчатой передачи, что позволяет снизить интенсивность износа рабочих поверхностей зубьев за счет уменьшения удельной нагрузки и модуля зацепления передачи; установлено, что для снижения зубцовой динамики необходимо, чтобы, по крайней мере, одна из взаимодействующих масс зубчатых колес имела минимальное значение; 3) в результате выполненного динамического анализа тягового привода второго класса с планетарным осевым редуктором и асинхронным электродвигателем при аварийном режиме работы в инверторе напряжения получено неоспоримое его преимущество, например, перед опорно-осевым приводом первого класса по следующим параметрам: а) благодаря большому передаточному отношению планетарного редуктора и, следовательно, увеличенной частоте вращения ротора асинхронного электродвигателя значительно уменьшается отрицательный момент ударного электромагнитного импульса при сквозном коротком замыкании, как в инверторе тока, так и в инверторе напряжения; б) все элементы тягового привода второго класса с планетарным редуктором (муфта, зубчатая передача, резиновые элементы) стало возможным выполнить с тройным запасом прочности по отношению к вращающему моменту колесной пары по сцеплению; в) возникающие в тяговом приводе второго класса с осевым планетарным редуктором динамические нагрузки при возможных аварийных режимах работы инверторов не опасны для прочности всех его элементов.

3. Анализ результатов натурных экспериментов показал: 1) уравновешенная шарнирно-поводковая муфта не может служить источником значительных регулярных возмущений, то есть радиальная расцентровка валов редуктора и электродвигателя не нарушает радиальной динамической уравновешенности муфты; 2) испытания опытного тягового привода в режиме бок-сования колесной пары подтвердили, что конструкция уравновешенной шарнирно-поводковой муфты сохраняет свою работоспособность при динамических нагрузках, в два раза превышающих их расчетные значения при трогании тепловоза с места; 3) результаты ресурсных испытаний первого образца УШПМ показали, что ожидаемый 95%-ный технический ресурс резиновых элементов составит не менее 600 тыскм пробега (ДИ БУШПМ — 1,2-Ю6 КМ пробега), а подшипников центрального узла - не менее 1 млн. км. Подшипники, предназначенные для подвижного соединения двуплечих рычагов муфты, рекомендовано выбирать не по статической, а по динамической грузоподъемности.

4. В результате сравнения теоретических расчетов и выводов с результатами натурных экспериментов подтверждена адекватность разработанных математических моделей, ал-

горитмов и методик расчета тягового привода с УШПМ и осевым планетарным редуктором, а, следовательно, новых конструкций, защищенных Патентами РФ, и установлено:

4.1. Быстроходная уравновешенная шарнирно-поводковая муфта (БУШПМ) диаметром 500 мм с подшипниками типа ШС в шарнирах способна длительно работать при частотах вращения до 4000 мин-1, обеспечивая равномерную передачу вращающего момента с импульсным значением до 2,5-104 Н-м при радиальной расцентровке валов электродвигателя и осевого редуктора до 40 мм, осевом смещении их до 25 мм и угловом перекосе валов до

4.2. Благодаря высокой эластичности шарниров муфты усилия, воспринимаемые подшипниками качения валов электродвигателя и осевого редуктора, при их смещении невелики и не превышают при радиальной расцентровке в 40 мм - 2-103 Н, при осевом смещении в 25 мм - 0,6-103 Н, а при угловом перекосе в 3° возникающий при этом момент пренебрежимо мал. Эти результаты почти на порядок лучше по сравнению с резинокордной муфтой шинного типа привода электропоездов типа ЭР2;

4.3. Совместное применение быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты и планетарного осевого редуктора в приводе второго класса позволяет успешно решить многие технические задачи, которые возникли в связи с перспективой применения быстроходных асинхронных электродвигателей, а именно: 1) решена задача увеличения передаточного отношения осевого редуктора; 2) решена задача централи для размещения асинхронного электродвигателя без применения промежуточного зубчатого колеса; 3) решена задача замены вертикальной реактивной тяги осевого редуктора на горизонтальную, что позволило: а) резко уменьшить низкочастотные и среднечастотные динамические нагрузки в тяговом приводе второго класса; б) обеспечить снижение высокочастотных зубцо-вьгх динамических нагрузок в цилиндрической передаче путем упругой связи венца ведущего зубчатого колеса со ступицей; в) исключить перераспределение вертикальных динамических нагрузок на рельсы между правым и левым колесами колесной пары, вызванное колебанием вращающего момента на ведомом зубчатом колесе; г) решить проблему увеличения технического ресурса в соответствии с требованиями ГОСТ 4.124-84 всех элементов осевого планетарного редуктора путем уменьшения действующих на них удельных нагрузок в 2+4 раза.

5. Расчет экономической эффективности внедрения тягового привода с быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой показал, что дополнительные вложения средств на его изготовление в связи с некоторым усложнением конструкции окупятся в течение 1,9 лет за счет повышения его кпд, тяговых свойств и снижения ремонтных затрат по сравнению с традиционными конструкциями тяговых приводов.

«1174

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Беляев А.И., Горбунов А.Г., Максименко И.В. Выбор оптимальной конструкции тягового привода локомотива // Новые технологии, № 5,2002.

2. Максименко И.В., Горбунов А.Г. Оценка подобия номинального и форсированного режимов при ускоренных испытаниях подшипников качения на надежность // Материалы ГХ международного научного семинара «Технологические проблемы прочности». - Подольск, 2002.

3. Беляев А.И., Горбунов А.Г., Максименко И.В. Пути улучшения динамики и прочности тяговых приводов локомотивов // Приводная техника, № 5, 2002.

4. Максименко И.В. Исследование кинематики уравновешенной шарнирно-поводковой муфты // Новые технологии, № 4,2003.

5. Максименко И.В., Беляев А.И., Горбунов А.Г. Особенности расчета долговечности подшипников качения уравновешенной шарнирно-поводковой муфты // Материалы X международного научного семинара «Технологические проблемы прочности». - Подольск, 2003.

6. Патент РФ на изобретение № 2206468, В 61 С 9/50. Тяговый привод локомотива / А.И.Беляев, А.Г.Горбунов, И. В. Максименко. - Опубл. 20.06.2003; Бюл. № 17.

7. Патент РФ на изобретение № 2207267, В 61 С 9/40. Уравновешенная шарнирно-поводковая муфта/А.И.Беляев, А.Г.Горбунов, И. В. Максименко. - Опубл. 27.06.2003; Бюл. № 18.

8. Беляев А.И., Сирицын А.И., Максименко И.В. Новые требования к редуктору тяговых приводов локомотива с асинхронным электродвигателем //Сборник докладов научно-технический конференции с международным участием «Теория и практика зубчатых передач». - Ижевск, 2004.

Максименко Ирина Викторовна

Возможности улучшения динамики и прочности тягового привода II класса для локомотивов и электропоездов Специальность 05.22.07 -Подвижной состав железных дорог, тяга поездов и электрификация

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Подписано в печать - 09.11.2004. Формат 60*84/16

Усл.пл. - 1,5. Заказ № Тираж 80 экз.

127994, Москва, ул.Образцова, 15. Типография МИИТа

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩЕЙ КОНСТРУКЦИИ

УРАВНОВЕШЕННОЙ ШАРНИРНО-ПОВОДКОВОЙ МУФТЫ

ПРИ ЕЕ ПРИМЕНЕНИИ В АСИНХРОННОМ ТЯГОВОМ ПРИВОДЕ

1.1. Обоснование необходимости конструктивных изменений существующих уравновешенных шарнирно-поводковых муфт, используемых при высоких частотах вращения тягового двигателя.

1.2. Оценка возможности использования усовершенствованной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты в тяговом приводе локомотива второго класса.

1.3. Результаты и выводы.

ГЛАВА 2. КИНЕМАТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ БЫСТРОХОДНОЙ УРАВНОВЕШЕННОЙ ШАРНИРНО-ПОВОДКОВОЙ МУФТЫ.

2.1. Исследование кинематики плоской системы уравновешенной шарнирно-поводковой муфты.

2.2. Исследование кинематики пространственной системы уравновешенной шарнирно-поводковой муфты. v 2.3. Характеристика конструктивных особенностей и основных преимуществ быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты (Патент РФ № 2207267).

2.4. Особенности расчета долговечности подшипников качения уравновешенной шарнирно-поводковой муфты.

4 2.5. Статические и динамические характеристики быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты.

2.6. Результаты и выводы.

ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ КИНЕМАТИКИ И ДИНАМИКИ ТЯГОВОГО ПРИВОДА С БЫСТРОХОДНОЙ УРАВНОВЕШЕННОЙ ШАРНИРНО-ПОВОДКОВОЙ МУФТОЙ.

3.1. Новые технические требования к тяговым приводам локомотивов и электропоездов с асинхронными электродвигателями.

3.2. Краткие сведения о возбуждающей функции от рельсовых неровностей.

3.3. Исследование нагруженности зубчатых колес планетарного редуктора в случае применения его на тепловозах и электропоездах.

3.4. Исследование восприимчивости планетарного редуктора к колебаниям колесной пары и рамы тележки при вертикальном положении реактивной тяги.

3.5. Исследование восприимчивости планетарного редуктора к колебаниям колесной пары и рамы тележки при горизонтальном расположении реактивной тяги.

3.6. Сравнение восприимчивости тяговых приводов с осевым редуктором при вертикальном и горизонтальном расположении реактивной тяги к колебаниям колесной пары и рамы тележки.

3.7. восприимчивость тяговых приводов железнодорожного подвижного состава к зубцовой динамике.

3.8. Выбор наиболее рациональной конструкции тягового привода с асинхронным электродвигателем для железнодорожного подвижного состава.

3.9. Разработка динамической модели тягового привода с планетарным редуктором.

3.10. Исследование динамики привода при аварийных режимах работы в автономном инверторе.

3.11. Устройство тягового привода II класса с планетарным редуктором (Патент РФ № 2206468).

3.12. Особенности работы тягового привода втоюго класса с серийным и планетарным редуктором в двухосной тележке электропоезда типа ЭР9 в статике.

3.13. Особенности работы тяговых приводов второго класса с серийным и планетарным редукторами в системе двухосной тележки электропоезда типа ЭР9 в динамике. v 3.14. Результаты и выводы.

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЯГОВОГО ПРИВОДА С УРАВНОВЕШЕННОЙ ШАРНИРНО-ПОВОДКОВОЙ МУФТОЙ

4.1. Динамические путевые испытания тягового привода с УШПМ.

4.2. Стендовые ресурсные испытания УШПМ.

4.3. Результаты и выводы.

Одной из важных задач, стоящих перед железнодорожным транспортом, является значительное повышение надежности технических средств. Увеличение надежности локомотивов требует совершенствования тягового привода, который на сегодняшний день остается узлом, недостаточно надежно работающим в эксплуатации [5,28,72,85,87,88]. В /32/ подчеркивается, что на долю неисправностей тягового привода приходится свыше 50% всех неисправностей подвижного состава.

Вопросы повышения качества тяговых приводов давно привлекали внимание отечественных и зарубежных специалистов. Крупные отечественные ученые Беляев А.И., Бирюков И.В., Доронин В.И., Камаев А.А., Куценко С.М., Медель Б.В., Минов Д.К., Михальченко Г.С., Иванов В.Н., Павленко А.П., Пахомов М.П, Перевозчиков С.Н., Суздальцев МЛ., Тибилов Т.А., Усманов Х.Г., Щепетильников В.А. и их ученики, а также зарубежные специалисты Альтхамер, Гюг, Мадей, Осецкий, Пасоварелли, Шиба и др. выполнили ряд ценных исследований в этой области.

Известно, что наилучшие ходовые качества локомотива могут быть получены в том случае, если его неподрессоренный вес будет минимальным [59,60]. Для этого необходимо тяговый электродвигатель устанавливать на подрессоренных частях локомотивов. В технических требованиях Министерства путей сообщения к проектируемым локомотивам указано, что у пассажирских локомотивов подвешивание тяговых электродвигателей должно быть опорно-рамным, тогда как у грузовых и маневровых локомотивов может применяться опорно-осевое подвешивание. Это связано с тем, что опорно-осевое подвешивание с ростом скорости движения приводит к значительному динамическому воздействию на зубья тягового редуктора, якорные подшипники, щетки и другие элементы тягового двигателя, велико также динамическое воздействие и на верхнее строение пути [24,31,35,45,46]. Поэтому, несмотря на простоту и удобство этого подвешивания в конструктивном и технологическом отношениях, при повышении скоростей движения приходится переходить к конструкции, более совершенной в динамическом отношении - опорно-рамному или комбинированному подвешиванию, приводящему за счет снижения веса неподрессо-ренных частей к уменьшению динамического воздействия от колеса на верхнее строение пути. Так как при движении локомотива возникают колебания (главным образом вертикальные) подрессоренных частей относительно осей колесных пар, что исключает возможность непосредственной связи между полностью подрессоренным тяговым электродвигателем и колесной парой, для компенсации этих перемещений необходимо применять различные передаточные механизмы [81,89].

По предложению проф. Бирюкова И.В. все конструкции индивидуальных тяговых электроприводов разделены на три класса [16,17]: к первому классу отнесен опорно-осевой привод, у которого электродвигатель одним концом опирается через моторно-осевые подшипники скольжения непосредственно на ось колесной пары, а вторым подвешен к раме тележки. Вращающий момент от якоря электродвигателя на колесную пару передается посредством односторонней прямозубой передачи на всех грузовых тепловозах с электропередачей и двухсторонней косозубой передачи на всех грузовых электровозах (рис.0.1). У привода второго класса электродвигатель жестко закреплен на раме тележки, а тяговый редуктор с несущим корпусом - опорно-осевой. Вал якоря электродвигателя соединяется с ведущим хвостовиком осевого редуктора посредством ре-зинокордной муфты шинного типа на электропоездах ЭР2, ЭР9, ЭД2 (рис.0.2) или посредством короткого карданного вала на пассажирских электровозах серии 4С. Используются и другие виды передаточных механизмов, например, короткий вал со сдвоенной зубчатой муфтой, применяемой на электровозах BJI85. У привода третьего класса электродвигатель вместе с прифланцованным к нему зубчатым редуктором закреплены на раме тележки, а вращающий момент от ведомого зубчатого колеса передается колесной паре посредством полого вала с двумя шарнирно-поводковыми муфтами, охватывающими ось колесной пары (рис.0.3). Привод применяется на пассажирских тепловозах ТЭП70.

Рис.0.1. Кинематическая схема тягового привода первого класса

1 - ведущее зубчатое колесо; 2 - ведомое зубчатое колесо; 3 - тяговый электродвигатель; 4 - колесо колесной пары

Рис.0.2. Кинематическая схема тягового привода второго класса ведущее зубчатое колесо; 2 - ведомое зубчатое колесо; 3 - тяговый электродвигатель; 4 - колесо колесной пары; 5 - остов редуктора; б - вертикальная реактивная тяга;

7 - резинокордная муфта

Рис.03. Тяговый привод третьего класса

1 - тяговый электродвигатель; 2 - остов редуктора; 3 - колесо колесной пары;

4 - передаточный механизм; 5 - поводковые муфты

В течение 70 лет конструирования и постройки локомотивов во многих странах было предложено большое количество схем передаточных механизмов тяговых приводов. Из них наибольшее распространение получили плоские шатунные механизмы, лучше всего отвечавшие жестким требованиям, предъявляемым к локомотивной передаче. Эти механизмы условно разделяются на две группы: 1) кинематически совершенные механизмы; 2) кинематически несовершенные механизмы.

Схемы механизмов первой группы обычно представляют собой сочетание из двух подвижных параллелограммов, образуемых элементами привода. При этом взаимное расположение параллелограммов в плоскости механизма привода таково, что обусловленные подвижностью каждого из параллелограммов возможные перемещения взаимно перпендикулярны, чем достигается всесторонняя относительная подвижность ведущего и ведомого звеньев механизма привода в его плоскости. Особенностью кинематики этих механизмов является то, что при относительном смещении ведомого и ведущего звеньев механизма (например, оси колесной пары и охватывающего ее полого вала) в приводе не возникают угловые перемещения. К таким приводам относятся привод АЕГ (1900 г.), привод Ганц (1900 г.), привод Жемон (1923 г.), привод Шкода (1924 г.). Недостатком всех указанных механизмов первой группы является большая величина относительных перемещений в шарнирах механизма при колебаниях, что делает затруднительным применение в них резиновых элементов.

К механизмам второй группы относятся приводы Сименс-Гальске (1890 г.), привод Эрликон (1925 г.), привод Альстом. В этих механизмах также возможны два взаимно перпендикулярных элементарных перемещения в плоскости механизма. Однако структурными элементами, создающими эти перемещения, здесь уже являются не параллелограммы, а антипараллелограммы. Поэтому линейная деформация механизмов второй группы в любом направлении в плоскости механизма вызывает относительное угловое смещение ведомого и ведущего звеньев, и при вертикальных колебаниях подрессоренного тягового двигателя относительно оси колесной пары вал двигателя будет совершать угловые колебания.

Крупным недостатком механизмов подобного типа, определившим их весьма ограниченное применение, является функциональная связь линейных и угловых перемещений. Известное распространение получил лишь наиболее удачный из них - привод Альстом (в том числе на пассажирских тепловозах ТЭП60 применяется подвешивание по типу Альстом) [66].

Этот механизм (рис.0.4) состоит из четырех попарно параллельных (в среднем положении) бинарных звеньев 1-4 (шатунов) и одного кватерного звена 5 (плавающей шайбы). Шарниры А шатунов 1 и 3 укреплены на колесной паре, шарниры В шатунов 2 и 4 принадлежат полому валу. Плавающая шайба 5 имеет четыре шарнира а-г, расположенные на ней так, что образуется два антипараллелограмма: А-1-6-5-г-3-парой, и В-2-в-5-а-4-В, связанный с полым валом. Первый анти параллелограмм создает горизонтальную подвижность плавающей шайбы 5 относительно колесной пары, второй - вертикальную подвижность полого вала относительно плавающей шайбы 5, Из этих двух взаимно перпендикулярных компонентов может быть получено перемещение полого вала относительно колесной пары в любом направлении в плоскости механизма [71].

Угловые колебания полого вала, возникающие в приводе Альстом при изменении эксцентриситета и вращении, вызывают большие динамические усилия, которые могут достигать величины, достаточной для преодоления сил сцепления колес с рельсами, что ухудшает тяговые качества локомотива. Кроме того, якорь тягового электродвигателя, связанный зубчатой передачей с полым валом, также совершает угловые колебания, частота которых будет равна частоте угловых колебаний полового вала, а амплитуды — больше в число раз, равное передаточному числу тягового редуктора, что может ухудшить коммутацию двигателя. Поэтому обычно применяют двухсторонний противонаправленный привод, механизмы которого при радиальном смещении стремятся вращать полый вал в противоположные стороны. Благодаря этому амплитуды угловых колебаний значительно уменьшаются. Однако в приводе возникают внутренние усилия, величина которых может оказаться близкой к максимальному (на пределе по сцеплению) значению рабочего момента, передаваемого

Рис.0.4. Привод Альстом

А, связанный с колесной механизмом, что, очевидно, также является крупным недостатком привода Альстом. Также следует заметить, что внутренние усилия в двухстороннем противонаправленном приводе зависят от угловой жесткости механизмов, в основном - от радиальной жесткости резиновых втулок шарниров. При понижении температуры жесткость резины увеличивается, и внутренние усилия в приводе могут возрасти до величины, приводящей к поломке элементов механизма. Кроме того, существует еще одна особенность механизма Альстом. При передаче от полого вала к колесной паре тягового момента, направленного против движения часовой стрелки, все шатуны механизма нагружены растягивающими усилиями, и механизм устойчив. Однако при передаче противоположно направленного момента все шатуны механизма работают на сжатие, и механизм максимально неустойчив; при этом возможна потеря устойчивости нескольких видов с выходом из плоскости механизма в одну или обе стороны. Это обстоятельство заставляет применять специальные фиксаторы плавающей шайбы.

В результате анализа сравнительных качеств плоских механизмов тягового привода в СССР в 1957 г. А.И.Кравченко был создан привод, совмещающий в себе главные достоинства механизмов обеих групп (рис.0.5). в © гдд Главными кинематическими элементами этого механизма являются два параллелограмма: А-1-б-5-е-3-А, связанный с колесной парой и создающий горизонтальную подвижность плавающей шайбы 5 относительно колесной пары, и В-2-д-5-а-4-В, связанный с полым валом и допускающий вертикальную подвижность полого вала относительно плавающей шайбы 5. Поскольку при любых кинематических деформациях этих шарнирных параллелограммов их стороны остаются попарно параллельными, угловые перемещения в приводе при радиальном смещении полого

Рие.0.5. Привод Кравченко вала относительно оси колесной пары не возникают, то есть данный механизм является кинематически совершенным.

От других известных механизмов этой группы он отличается новой схемой расположения шарниров, которая позволяет иметь наибольшую длину шатунов. При этом все шатуны могут быть одинаковыми, а их длина не меньше, чем длина шатунов привода Альстом. Тогда при одинаковом радиальном смещении полого вала относительно оси колесной пары угловые перемещения в шарнирах привода будут того же порядка, что и в приводе Альстом, и в два раза меньше, чем в других кинематически совершенных механизмах, т.е. во всех шарнирах привода можно применить резиновые втулки. Кроме того, этот механизм является более устойчивым, так как при передаче момента в обоих направлениях в нем сжаты только два шатуна, а два других - растянуты. Однако и у этого механизма есть недостатки. Во-первых, несмотря на то, что привод Кравченко более устойчив, чем привод Альстом, вероятность потери устойчивости с выходом из плоскости механизма в одну или обе стороны все еще достаточно высока, что требует применения специальных фиксаторов плавающей шайбы. Во-вторых, касательные напряжения резиновых втулок при закрутке шарниров достаточно высоки, что снижает срок их эксплуатации. Следует отметить, что распространения в локомотивостроении муфта Кравченко не получила.

В.Н.Перепелкиным была предложена схема уравновешенной шарнирно-поводковой муфты, которая была усовершенствована и практически реализована во В НИТИ [1]. За рубежом разработку и изготовление таких муфт производит фирма Вулкан (ФРГ) по кинематической схеме Чивари. Тяговая передача «Геафлекс» с такими муфтами, предназначенная для электроподвижного состава железных дорог ФРГ, описана в работе [49].

Однако применение муфты Перепелкина-Чивари в тяговых приводах современных локомотивов затруднено в связи с тем, что в последние 10-15 лет начал широко использоваться асинхронный тяговый двигатель, а данный механизм не пригоден для передачи вращающего момента между валами с большой частотой вращения из-за высоких напряжений в консольно расположенных вилках шарниров [69]. Так, следует отметить, что муфта Чивари является низкооборотной муфтой, она малоэффективна по причине низкого технического ресурса подшипников, обусловленного конструкцией муфты.

Необходимость применения в тяговых приводах локомотивов асинхронных электродвигателей обоснована тем, что коллекторные двигатели постоянного тока в качестве тяговых уже исчерпали свои возможности по мощности [33,95,98,101]. Проблема создания подвижного состава с асинхронными тяговыми электродвигателями не нова. Так, еще в 1930 г. в Венгрии был создан электровоз с асинхронными тяговыми двигателями и электромашинными преобразователями. Первый электроподвижной состав с асинхронными двигателями и полупроводниковыми преобразователями был создан в СССР в 1965 г. и примерно тогда же аналогичные виды электроподвижного состава появились и за рубежом. Однако «бум» в развитии тяговых электроприводов с асинхронными электродвигателями приходится на 80-е годы XX в., когда в Германии и Японии появились мощные высоковольтные силовые управляемые полупроводниковые приборы и высокоэффективные устройства информационной электроники, в том числе и микропроцессорные.

Применение асинхронных двигателей позволяет увеличить мощность подвижного состава и скорость движения, снизить эксплуатационные расходы, повысить надежность, значительно сократить использование остродефицитных материалов (в первую очередь, цветных металлов), повысить энергетические показатели за счет применения экономичных способов управления преобразовательными установками и тяговыми двигателями, полностью автоматизировать процесс управления режимом движения поездов за счет применения устройств микропроцессорной техники [21,63,80,82,92,100].

В настоящее время на железных дорогах мира - в основном, в Западной Европе и Японии - находится в эксплуатации более тысячи единиц подвижного состава, оборудованного асинхронными двигателями [95]. В нашей стране в тяговых приводах электровозов переменного тока (ЭР9) первоначально

Рис.0.6. Кулачковая муфта

1,4- полумуфты, 2 - диск, 3 - кожух использовались кулачковые муфты (рис.0.6) [77,83], к достоинствам которых относится способность компенсировать значительные радиальные смещения валов до 0,04d. Однако в связи с тем, что эти муфты имеют серьезные недостатки [74], такие как неудовлетворительная работа даже при малых перекосах, значительный износ рабочих поверхностей, наличие центробежной силы, действующей на диск, потери на трение и необходимость в смазке, приводящие к снижению надежности работы тягового привода, в электровозах ЭР9 [77] они были заменены на упругие резинокордные муфты (рис.0.7) [74]. Одинаковые полумуфты 5 соединены упругим элементом 1 в виде торообразной оболочки, изготовленной из резины или резины, армированной нитями корда. Нажимное кольцо состоит из полуколец 2, притянутых винтами 6 к кольцу 3, С помощью винтов 4 борт упругого элемента зажимают между фланцем полумуфты и нажимным кольцом, создавая силы трения между резиной и металлом. Ширину кольца 3 выбирают такой, чтобы при контак

Рис.0.7. Упругая решнокордная муфта

1 -упругий элемент, 2 - полукольцо, 3 -кольцо, 4 - винт. 5 - полумуфта, 6 - винт те металлических частей в результате затяжки винтов 4 резина сжималась на заданную величину. Такая конструкция позволяет производить замену упругого элемента в муфте без осевого смещения полумуфт.

Резинокордная муфта отличается повышенной способностью надежно работать при значительных взаимных смещениях соединяемых валов. Однако чем больше смещения, тем меньше срок службы упругого элемента, гак как при радиальном и угловом смещении валов в резине возникают циклические напряжения, вызывающие ее нагрев и снижение прочности. Это подтверждается результатами анализа повреждений колесно-редукторных блоков электропоездов серий ЭР и ЭД [32], которые показывают, что на долю неисправностей упругой муфты приходится более 40% всех неисправностей электропоездов этих серий. В основном, это излом болтов М24, крепящих резинокордную оболочку к фланцу вала, и разрушения резинокордной оболочки муфты, вытягивание корда из деталей ее крепления. Причиной разрушений, по мнению автора, являются изгибающие усилия в соединении «болт-втулка» из-за погрешностей изготовления деталей крепления оболочки муфты. Большие радиальные зазоры в сопряжениях фланца с кольцом или полукольцами и втулок с отверстиями во фланце, а также способ крепления резинокордной оболочки создают условия для появления изгибающих усилий в соединении «болт-втулка», величина которых прямо пропорциональна зазорам в сопряжениях и усилиям, вызываемым силой затяжки болтов М24 и крутящим моментом, передаваемым с вала якоря на муфту. Если изгибающие усилия в болтовом креплении больше предельно допустимых, болты или втулки разрушаются. Повреждение же резинокордного элемента муфты чаще всего происходит из-за нарушения соосности вала малой шестерни и тягового двигателя [32].

Таким образом, очевидно, что резинокордные муфты не подходят для передачи крутящего момента от вала к тяговому асинхронному двигателю при высоких скоростях движения, так как возникающие при этом изгибающие усилия будут слишком велики по отношению к запасу прочности резинокордной оболочки муфты.

Долгое время считалось, что при высоких скоростях движения наиболее перспективным направлением в современном локомотивостроении является применение привода третьего класса по классификации проф.И.В.Бирюкова. В работе [12] отмечается, что тяговые двигатели одного и того же типа в приводе третьего класса имеют в 3 раза меньше отказов, чем в приводе первого класса (опорноосевой двигатель и редуктор). В связи с установкой двигателя на подрессоренной раме резко уменьшается его вибронагруженность, что весьма благоприятно сказывается на его работоспособности. Значительное уменьшение необрессоренной массы в данном приводе ведет к снижению динамического воздействия на путь вертикальной плоскости на 30-40%, интенсивность износа бандажей уменьшается на 20-30%, улучшаются тяговые свойства локомотива [13].

В качестве перспективного привода с асинхронными тяговыми двигателями рассматривался безредукторный привод Шкода [51]. В этом приводе передача вращающего момента от трехфазного двенадцатиполюсного асинхронного электродвигателя с короткозамкнутым ротором, установленного на раме тележки, к движущим колесам осуществляется непосредственно с помощью шарнирно-поводковой муфты поперечной компенсации - варианта муфты Кравченко с рессорными поводками. Подобные приводы в нашей стране применялись, например, на электровозах серии ЧС1 и ЧС4 [77]. Недостатками этой передачи являются большая неподрессоренная масса, отсутствие постоянного воздушного зазора в тяговом двигателе, что нарушает стабильность режима коммутации тока, плохое использование активных материалов.

Второй вариант перспективного привода определяется использованием карданных передач с шарнирно-поводковыми муфтами продольной компенсации (карданных шарнирно-поводковых муфт), как, например, в тепловозах ВЛ40-002 и ВЛ40-001 [70].

К наиболее распространенным типам карданных передач относятся передачи Жакмен, получившие широкое применение на электровозах французских железных дорог [34,90], и передачи фирмы Броун-Бовери, в которых используются карданные шарнирно-поводковые муфты.

В качестве примера использования карданных шарнирно-поводковых муфт можно указать на привод электровоза серии Е120 железных дорог ФРГ. На основании положительного опыта эксплуатации пяти таких электровозов с 1979 г. было признано, что этот электровоз является наиболее перспективным до 2000 г. [42]. Другим примером может служить привод западногерманского электропоезда "Intercity-Experimental" [104], который в 1988 г. новый скоростной участок Вюрцбург-Фульда прошел со скоростью 406 км/ч.

В лаборатории колесно-моторного блока ВНИТИ была разработана целая группа новых шарнирно-поводковых пластинчатых муфт для использования в карданных передачах тягового подвижного состава [8]. Упругие пластинчатые поводки имеют первоначальный монтажный прогиб, что позволяет значительно повысить работоспособность этих муфт. Так, в электровозах типа 12Е и электровозах типов 23 Е0 и 25 Ео завода Шкода применялся пластинчатый привод системы Сешерон [77]. Однако в работах [39,47] отмечается, что пластинчатые и карданные приводы работают ненадежно, поэтому их рекомендуется заменять приводами с эластичными поводковыми муфтами (электровоз BJI84). В этом случае снижается динамическая загруженность приводов, повышая долговечность зубчатых колес и подшипников редуктора.

В работе [86] был проведен анализ шарнирно-поводковых муфт поперечной и продольной компенсации, в результате которого автор пришел к выводу, что уравновешенные муфты обладают наилучшими кинематическими и динамическими характеристиками среди всех известных шарнирно-поводковых муфт поперечной компенсации. К недостаткам этих муфт он относит большое число шарниров, сложное конструктивное соединение трех рычагов (в муфте В.Н.Перепелкина), что затрудняет их применение в приводах третьего класса большой мощности, которые автор полагает наиболее перспективными для использования асинхронных тяговых двигателей. В грузовых локомотивах, по мнению автора, когда по условию большой передаваемой мощности требуется использование двухсторонней зубчатой передачи, а также в перспективных безредукторных приводах с асинхронными тяговыми двигателями передача вращающего момента к движущим колесам может быть осуществима только посредством муфт поперечной компенсации.

Однако с точки зрения анализа наиболее перспективного для использованйя асинхронных тяговых электродвигателей привода, интересны следующие выводы, приведенные в работе [7]. Приводы первого и второго классов мало восприимчивы к галопированию тележки, так как подвеска электродвигателя и вертикальная реактивная тяга осевого редуктора в двухосных тележках располагаются вблизи поперечной оси, вокруг которой происходят ее колебания. Незначительная амплитуда возбуждения при невысокой частоте галопирования (не выше 6 Гц) не может вызвать значительных динамических нагрузок в зубчатой передаче.

Привод третьего класса совершенно нечувствителен к вертикальным колебаниям колесной пары и рамы тележки. Эти колебания не вызывают в зубчатом редукторе дополнительных динамических нагрузок. Первый тяговый привод третьего класса конструкции Харьковского завода имени В.И.Малышева был испытан на тепловозе 2ТЭ10Л с одноступенчатым рессорным подвешиванием в 1971 году. Были получены следующие результаты: виброускорение электродвигателя в полосе частот до 100 Гц не превышало 2g, а уровень динамических нагрузок в редукторе не превышал 1500 Н-м.

Вскоре после этого был изготовлен опытный электровоз ВЛ84 с двухступенчатым рессорным подвешиванием, двухосные тележки которого были оборудованы аналогичным тяговым приводом третьего класса. Динамические испытания опытного электровоза дали неожиданные результаты. Значение динамического вращающего момента на ведущих шестернях достигало 10000 Н-м при частоте колебаний 6 Гц. Оказалось, что в редукторе привода третьего класса возникает планетарный эффект относительного вращения зубчатых колес при галопировании рамы тележки. Собственная частота галопирования рамы тележки на электровозе ВЛ84 составляла 6 Гц. Близкой к этой частоте оказалась и частота угловых колебаний якоря на упругих элементах передаточного механизма. В результате резонанса уровень динамических нагрузок в зубчатой передаче оказался выше, чем в приводе первого класса. Таким образом, при установке привода третьего класса на локомотивах с двухступенчатым рессорным подвешиванием нужно принимать меры к устранению галопирования рамы тележки.

Важные результаты дает также анализ воздействия на приводы собственной динамики зубчатой передачи. При изготовлении зубчатых колес по восьмому квалитету точности уровень динамических нагрузок в новом неизношенном редукторе невелик и при скорости движения 100 км/ч не превышает на ведущей шестерне 3000 Н-м. Однако при износе зубчатых колес возникает искажение эвольвентного профиля зубьев [84,99,102,103]. Так, при боковом износе зубьев в 1 мм искажение эвольвентного профиля достигает значения 0,5 мм. При этом резко возрастают динамические нагрузки в редукторе, действующие с частотой пересопряжения зубьев 300 -г 1000 Гц. Тяговая передача с искаженным эвольвентным профилем превращается в высокочастотный вибратор. Зубья зубчатых колес работают с отрывом контактных поверхностей и последующим ударным приложением нагрузки (виброударный режим работы). При этом ускорение остова электродвигателя со стороны редуктора в приводах первого класса достигает 50g. Столь значительная вибронагруженность электродвигателя существенно сокращает его технический ресурс. Такого же эффекта следует ожидать и в приводе третьего класса, так как в нем зубчатый редуктор прифланцован непосредственно к электродвигателю [79].

В значительно лучшем положении находится электродвигатель в приводе второго класса. У него и вал якоря, и остов отделены упругими элементами, которые не пропускают высокочастотную зубцовую вибрацию. Тем не менее последняя оказывает вредное влияние на несущий остов редуктора, вызывая разрыв болтов, и на подшипники качения, сокращая их ресурс.

Таким образом, можно сделать вывод, что оптимальным является использование тягового привода второго класса. Однако с внедрением асинхронных двигателей возникли новые проблемы и, в частности, необходимость реализации высокой частоты вращения ротора, необходимость радиальной разгрузки подшипников качения ротора и др. Так, например, в тяговых приводах второго класса электропоездов серий ЭР и ЭД применяется электродвигатель постоянного тока типа РТ-51Д с максимальной частотой вращения якоря 2080 мин"1. Максимальная частота вращения асинхронного электродвигателя, при которой обеспечивается минимальная его масса и наибольший к.п.д., составляет 4000-5-4500 мин"1. Следовательно, для реализации указанной выше частоты вращения передаточное отношение осевого редуктора должно быть выше шести, что невозможно реализовать при одноступенчатой зубчатой передаче. Кроме того, максимально допустимая частота вращения для резинокордной муфты не превышает 2800 мин"1. Из приведенного примера видно, что существующая конструкция тягового привода непригодна для асинхронного электродвигателя. Кроме того, перечисленные выше передаточные механизмы привода второго класса не способны работать при столь высокой частоте вращения ротора асинхронного электродвигателя. Можно было бы использовать для передачи крутящего момента зубчатые муфты, имеющие высокую нагрузочную способность при сравнительно небольших габаритных размерах, как, например, в передаточном механизме тягового привода тепловоза 2ТЭ121 [36]. Так, в поездах серий 424- 426 (Германия) тяговая передача состоит из двигателя, зубчатой муфты и редуктора. Поперечно расположенный тяговый двигатель с водяным охлаждением упруго закреплен на раме тележки. Двухступенчатый цилиндрический редуктор с передаточным числом, соответствующим максимальной скорости движения 160 км/ч, подвешен к маятниковой опоре. Зубчатое колесо насажено непосредственно на ось колесной пары. Взаимные смещения тягового двигателя и редуктора гасятся жесткой на кручение самоцентрирующейся зубчатой муфтой. Однако подобные передаточные механизмы имеют слишком низкий технический ресурс для их успешной эксплуатации в РФ.

Таким образом, целью настоящей работы является создание конструкции тягового привода второго класса с разработкой уравновешенной шарнирно-поводковой муфты для передачи вращающего момента от электродвигателя к колесной паре, соответствующей условиям работы привода с асинхронным тяговым электродвигателем, для чего необходимо провести ее кинематические и динамические исследования, а также анализ прочности и надежности основных элементов привода.

В соответствии с поставленной целью в работе решаются следующие задачи:

- разработка математической модели быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты;

- исследование кинематики и динамики быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты;

- определение деформаций резиновых элементов при радиальном и угловом относительном смещении фланцев;

- изучение предельной компенсирующей способности муфты;

- разработка на основании вышеперечисленных исследований конструкции быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты;

- изучение особенностей работы центрального подшипника качения и разработка методики его расчета на долговечность;

- разработка математической модели тягового привода второго класса с планетарным редуктором с повышенным передаточным отношением;

- исследование динамических показателей тягового привода с планетарным осевым редуктором;

- разработка на основании выполненных исследований конструкции высокопрочного, надежного и компактного осевого планетарного редуктора с быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой;

- изучение особенностей и преимуществ работы осевого планетарного редуктора с быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой в тележках электропоездов;

- экспериментальные исследования работоспособности шарнирно-поводковой муфты с колесной парой и анализ прочности и надежности основных ее элементов.

Объектом исследования в настоящей работе является электропоезд ЭР2.

Диссертация, посвященная вопросам комплексной оценки динамических качеств тяговых приводов локомотивов, состоит из введения, четырех глав, заключения и приложений.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате разработки математических моделей, компьютерного и натурного экспериментов новых конструкций, защищенных патентами РФ, получены важные результаты, решающие задачу эффективного применения быстроходных асинхронных электродвигателей на тяговом подвижном составе. К числу основных технико-экономических результатов можно отнести:

1. Кинематическое исследование уравновешенной шарнирно-поводковой муфты показало, что при параллельном радиальном смещении валов ведущего и ведомого фланцев угол поворота ведомого фланца всегда равен углу поворота ведущего фланца, то есть УШПМ кинематически совершенна по отношению к радиальному смещению валов ведущего и ведомого фланцев. На основании разработанной математической модели УШПМ, решенной с помощью компьютера, установлено, что значения углов поворота двуплечих рычагов относительно фланцев и поводков относительно фланцев практически линейно зависят от смещения валов и изменяются гармонически с оборотной частотой вращения УШПМ. Доказано, что уравновешенная шарнирно-поводковая муфта обеспечивает относительное перемещение соединяемых валов по пяти координатам, не вызывая при этом заметного колебания вращающего момента. При диаметре муфты в 500 мм предельное допустимое значение относительных перемещений соединяемых валов равно: радиальное смещение в плоскости муфты (по осям у или z) - до 40 мм; осевое смещение вдоль оси х - до 25 мм; угловой перекос валов (относительно осей у или z) - до 3°.

2. Динамическое исследование перспективного тягового привода с планетарным редуктором и быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой показало: 1) при горизонтальной тяге осевой планетарный редуктор практически не воспринимает среднечастотные колебания колесной пары на упругом рельсовом основании, при подпрыгивании рамы тележки восприимчивость привода меньше более чем на два порядка, а при галопировании - меньше в три раза по сравнению с вертикальной тягой. Для снижения амплитуд колебаний галопирования рамы тележки следует устанавливать в первой и второй ступенях рессорного подвешивания более эффективные и долговечные по сравнению с другими типами гасителей колебаний пневматические адаптивные демпферы, обладающие полосовыми свойствами, при этом амплитуды галопирования рамы тележки снижаются вдвое по сравнению с существующими типами упруго-диссипативной виброзащиты; 2) с помощью анализа разработанных математических моделей привода обосновано использование планетарного редуктора при виброударном режиме работы зубчатой передачи, что позволяет снизить интенсивность износа рабочих поверхностей зубьев за счет уменьшения удельной нагрузки и модуля зацепления передачи; установлено, что для снижения зубцовой динамики необходимо, чтобы, по крайней мере, одна из взаимодействующих масс зубчатых колес имела минимальное значение; 3) в результате выполненного динамического анализа тягового привода второго класса с планетарным осевым редуктором и асинхронным электродвигателем при аварийном режиме работы в инверторе напряжения получено неоспоримое его преимущество, например, перед опорно-осевым приводом первого класса по следующим параметрам: а) благодаря большому передаточному отношению планетарного редуктора и, следовательно, увеличенной частоте вращения ротора асинхронного электродвигателя значительно уменьшается отрицательный момент ударного электромагнитного импульса при сквозном коротком замыкании, как в инверторе тока, так и в инверторе напряжения; б) все элементы тягового привода второго класса с планетарным редуктором (муфта, зубчатая передача, резиновые элементы) стало возможным выполнить с тройным запасом прочности по отношению к вращающему моменту колесной пары по сцеплению; в) возникающие в тяговом приводе второго класса с осевым планетарным редуктором динамические нагрузки при возможных аварийных режимах работы инверторов не опасны для прочности всех его элементов.

3. Анализ результатов натурных экспериментов показал: 1) уравновешенная шарннрно-поводковая муфта не может служить источником значительных регулярных возмущений, то есть радиальная расцентровка валов редуктора и электродвигателя не нарушает радиальной динамической уравновешенности муфты; 2) испытания опытного тягового привода в режиме боксования колесной пары подтвердили, что конструкция уравновешенной шарнирно-поводковой муфты сохраняет свою работоспособность при динамических нагрузках, в два раза превышающих их расчетные значения при трогании тепловоза с места; 3) результаты ресурсных испытаний первого образца УШПМ показали, что ожидаемый 95%-ный технический ресурс резиновых элементов составит не менее 600 тыс.км пробега (для быстроходной УШПМ - 1,2 • 106 км пробега), а подшипников центрального узла - не менее 1 млн. км. Подшипники, предназначенные для подвижного соединения двуплечих рычагов муфты, рекомендовано выбирать не по статической, а по динамической грузоподъемности.

4. В результате сравнения теоретических расчетов и выводов с результатами натурных экспериментов подтверждена адекватность разработанных математических моделей, алгоритмов и методик расчета тягового привода с УШПМ и осевым планетарным редуктором, а, следовательно, новых конструкций, защищенных Патентами РФ, и установлено:

4.1. Быстроходная уравновешенная шарнирно-поводковая муфта (БУШПМ) диаметром 500 мм с подшипниками типа ШС в шарнирах способна длительно работать при частотах вращения до 4000 мин'1, обеспечивая равномерную передачу вращающего момента с импульсным значением до 2,5-104 Н-м при радиальной расцентровке валов электродвигателя и осевого редуктора до 40 мм, осевом смещении их до 25 мм и угловом перекосе валов до 3°;

4.2. Благодаря высокой эластичности шарниров муфты усилия, воспринимаемые подшипниками качения валов электродвигателя и осевого редуктора, при их смещении невелики и не превышают при радиальной расцентровке в 40 мм - 2-103 Н, при осевом смещении в 25 мм - 0,6-103 Н, а при угловом перекосе в 3° возникающий при этом момент пренебрежимо мал. Эти результаты почти на порядок лучше по сравнению с резинокордной муфтой шинного типа привода электропоездов типа ЭР2;

4.3. Совместное применение быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфты и планетарного осевого редуктора в приводе второго класса позволяет успешно решить многие технические задачи, которые возникли в связи с перспективой применения быстроходных асинхронных электродвигателей, а именно: 1) решена задача увеличения передаточного отношения (i = 5+9) осевого редуктора; 2) решена задача централи для размещения асинхронного электродвигателя без применения промежуточного зубчатого колеса; 3) решена задача замены вертикальной реактивной тяги осевого редуктора на горизонтальную, что позволило: а) резко уменьшить низкочастотные и среднечастотные динамические нагрузки в тяговом приводе второго класса; б) обеспечить снижение высокочастотных зубцовых динамических нагрузок в цилиндрической передаче путем упругой связи венца ведущего зубчатого колеса со ступицей; в) исключить перераспределение вертикальных динамических нагрузок на рельсы между правым и левым колесами колесной пары, вызванное колебанием вращающего момента на ведомом зубчатом колесе; г) решить проблему увеличения технического ресурса в соответствии с требованиями ГОСТ 4.124-84 всех элементов осевого планетарного редуктора путем уменьшения действующих на них удельных нагрузок в 2-5-4 раза;

4.4. Новая конструкция тягового привода второго класса с быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой и осевым планетарным редуктором по воздействию на верхнее строение пути, внутренней и внешней динамике, а также по техническому ресурсу основных элементов не уступает приводу третьего класса, а по некоторым показателям превосходит его.

5. Расчет экономической эффективности внедрения тягового привода с быстроходной уравновешенной шарнирно-поводковой муфтой показал, что дополнительные вложения средств на его изготовление в связи с некоторым усложнением конструкции окупятся в течение 1,9 лет за счет повышения его кпд, тяговых свойств и снижения ремонтных затрат по сравнению с традиционными конструкциями тяговых приводов (см.Приложение 1).

1. А.с. № 446441 СССР, В 61 С 9/40. Механизм для передачи крутящего момента от полого вала тягового электродвигателя на ось колесной пары локомотива /В.Н.Перепелкин. Опубл. 15.10.74; Бюл.№38.

2. А.с. № 580136, В 61 С 9/40. Механизм для передачи крутящего момента от полого вала тягового электродвигателя на ось колесной пары локомотива /В.Н.Перепелкин и др. Опубл.07.01.82; Бюл.№1.

3. А.с. № 765 067 СССР, В 61 С 9/50, В 61 С 9/00. Тяговый привод локомотива /А.И.Беляев, Н.А.Ершова, Э.И.Нестеров. Опубл.23.09.80; Бюл.№ 35.

4. А.с. № 243650 СССР, В 61с. Тяговый привод локомотивов с опорно-рамным подвешиванием тягового электродвигателя /А.И.Беляев, В.А.Кондратов. Опубл. 14.05.69; Бюл.№17.

5. Айзерман Н.А., Малишевский А.В. Некоторые аспекты общей теории выбора лучших вариантов. М.: Ин-тут проблем управления, 1980.

6. Аммерал Л. Интерактивная трехмерная машинная графика // Пер. с англ. М.: «Сол Систем», 1992. - 317 с.

7. Беляев А.И. Экспериментальное определение динамических характеристик тягового привода локомотива //Вестник ВНИИЖТ, № 2, 1972. С.6.

8. Беляев А.И., Бунин Б.Б., Голубятников С.М. и др. Повышение надежности экипажной части тепловозов / Под ред.Л.К.Добрынина. М., 1984. — 248 с.

9. Беляев А.И., Кононов В.Е. Применение резинометаллических шарниров в тяговой передаче тепловозов //Труды ВЗИИТ, 1971, вып.51. С.4-8.

10. Ю.Беляев А.И., Сирицин А.И. Влияние пространственного технологического перекоса оси шестерни на динамику тягового редуктора // Вестник машиностроения, № 7,1998. С.3-14.

11. П.Беляев А.И., Сирицин А.И., Сирицин Д.А. Результаты испытания арочных зубьев колес на износ и сопротивление усталости при изгибе // Вестник машиностроения, № 1, 1997. С.6-8.

12. Беляев А.И., Ткаченко В.Н. Результаты исследования надежности новых типов передаточных механизмов // Конструирование и производство транспортных машин, вып.16,1984. С.6-11.

13. Беляев А.И., Цыганков П.Ю. Перспективная тележка для тягового подвижного состава // Железнодорожный транспорт, № 1,2002. С.22-25.

14. Бендат Дж., Пирсол А. Прикладной анализ случайных данных. М., 1989.-340 с.

15. Бирюков И.В. Динамика и прочность привода //Труды МИИТ, 1960, вып.121. С.98-121.

16. Бирюков И.В. Классификация тяговых приводов по их динамическим качествам //Труды Моск.ин-та инж.ж.-д.трансп. (МИИТ), 1972, вып.405. С. 142-163.

17. Бирюков И.В. Прогнозирование динамических свойств тяговых приводов электрического подвижного состава: Диссерт.на соискание уч.степ.докт.техн.наук. М., 1974. — 478 с.

18. Бирюков И.В., Беляев А.И., Рыбников Е.К. Тяговые передачи электроподвижного состава железных дорог. М., 1986. - 256 с.

19. Болотин В.В. Прогнозирование ресурса машин и конструкций. М., 1985.

20. Вальран О., Яшинский А. Исследование механических систем методами динамического моделирования // Железные дороги мира, 1987, № 12. С.36-45.

21. Василянский A.M., Мамошин P.P., Якимов Г.Б. Совершенствование системы тягового электроснабжения железных дорог, электрифицированных на переменном токе 27,5 кВ, 50 Гц // Железные дороги мира, 2002, № 8. С.40-46.

22. Венцель Е.С., Овчаров JI.A. Теория вероятностей и ее инженерное приложение. М., 2000. - 480 с.

23. Гарг В., Дуккипати Р. Динамика подвижного состава // Пер. с англ. Под ред. Н.А. Панькина. М.: Транспорт, 1988. - 391 с.

24. Голубенко A.JI. Сцепление колеса с рельсом: 2-е изд. доп. и перераб. -Луганск: Из-во ВУГУ, 1999. 476 с.

25. Голубенко А.Л., Коваль В.П. О математической модели для исследования взаимодействия экипажа и пути при высокоскоростном движении // Труды ВНИИЖТ, вып.542,1975. С.172-184.

26. Голубенко А.Л., Петров А.С. Резиновые и резинометаллические амортизаторы в конструкциях рельсового транспорта. Луганск, 1998. - 575 с.

27. Диллон Б., Синг Ч. Инженерные методы обеспечения надежности систем.-М., 1984.-319 с.

28. Добрынин Л.К., Евстратов А.С., Березин В.В., Кокорев А.И., Коссов B.C., Пузанов В.А., Чаркин В.А. Исследования динамики экипажных частей тепловозов // Труды ВНИТИ, Коломна, 1999, вып. 79. С.31-60.

29. Добрынин Л.К., Коссов B.C., Лысак В.А., Соколов Ю.Н. Исследование тяговых приводов с опорно-рамным подвешиванием тяговых двигателей тепловозов // Труды ВНИТИ, Коломна, 1999, вып. 79. С.220-236.

30. Евстратов А.С. Динамические нагрузки экипажа тепловоза от колебаний необрессоренных частей и их уменьшение: Автореф. дис. . д-ра техн. наук.- М., 1984. 36 с.

31. Егорин Д.М. Предупредить повреждения колесно-редукторных блоков //Локомотив, № 4, 1999. С.36.

32. Житинев Ю.А. Важно не отстать от жизни // Локомотив, № 5,1999. С.4.34.3абродин Б.В. Электроподвижной состав французских железных дорог. -М., 1965.-274 с.

33. Иванов В.Н. Конструкция и динамика тепловозов. М.: Транспорт, 1974.-336 с.

34. Иванов В.Н., Беляев А.И. и др. Динамические нагрузки в тяговой передаче локомотива при отклонении профиля от эвольвенты // Вестник ВНИИЖТ, №3, 1976. С.6.

35. Иванов В.Н., Смирнов В.Е. Определение характеристик надежностиколесно-моторных блоков тепловозов с различными типами подвешивания тяговых двигателей //Труды МИИТ, 1972, вып.415. С.37-49.

36. Исследование взаимодействия пути и подвижного состава в США // Железные дороги мира, 1991, №9. С.45-48.

37. Калихович В.Н. Тяговые приводы локомотивов: (Устройство, обслуживание, ремонт). М., 1983. - 111 с.

38. Камаев В.А. Оптимизация параметров ходовых частей железнодорожного подвижного состава. М.: Машиностроение, 1980. - 215 с.

39. Кашников В.Н. Управление движением железнодорожных экипажей в кривых участках рельсовой колеи: Автореф. дис. д-ра техн. наук JL, 1984. -32 с.

40. Кербер И и др. Электроподвижной состав будущего десятилетия //Железные дороги мира, 1986, № 1. С.2-9.43 .Ковалев Е.В. Системный экономический анализ новой техники для железнодорожного транспорта. Хабаровск, 1991. - 190 с.

41. Кондрашов В.М. Единые принципы исследования динамики железнодорожных экипажей в теории и эксперименте // Труды ВНИИЖТ, 2001. 189 с.

42. Коссов B.C. Улучшение условий взаимодействия колес локомотивов с рельсами // Железные дороги мира, 2000, № 4. С.22-29.

43. Коссов B.C. Улучшение условий взаимодействия локомотивов и верхнего строения пути. // Вестник. Восточно-украинского нац. ун-та, 2001, № б. С.22.

44. Коссов B.C., Нестеров Э.И. Модернизация тепловозов типа 2М62 и 2ТЭ10В // Вестник. Восточно-украинского нац. ун-та, 2001, № б. С.11.

45. Кочаев В.П., Дроздов Ю.Н. Прочность и износостойкость деталей машин.-М., 1991.-319 с.

46. Кратц Г., Фрайтаг Г. Тяговая передача Геафлекс для электроподвижного состава // Железные дороги мира, № 9, 1982. С.64-68.

47. Кудрявцев В.Н. и др. Расчет и проектирование зубчатых редукторов. -Санкт-Петербург, 1993. 448 с.

48. Курбасов А.С. Перспективный электрический привод электровоза

49. Железнодорожный транспорт, 1978, № 1. С.40-45.

50. Лавендел Э.Э. Расчет резинометаллических изделий. М.: Машиностроение, 1976. - 232 с.

51. Лилов Л. Динамика систем тел. М.: Мир, 1994.

52. Лужнов Ю.М., Попов В.А., Студентова В.Ф. Потери энергии и их роль при реализации сцепления колес с рельсами // Трение, износ и смазочные материалы: Докл. Междунар. науч.-техн. конф., Ташкент, май 1985. М.,1985. Т.1. С.133-138.

53. Максимов В.П., Егоров И.В., Карасев В.А. Измерение, обработка и анализ быстропеременных процессов. М., 1987. - 208 с.

54. Математическое моделирование колебаний рельсовых транспортных средств /Под ред.д.т.н.Ушкалова В.Ф. Киев, 1989. - 239 с.

55. Машнев М.М., Беляев А.И., Билинчук Н.Л. Сравнительные испытания колесно-моторных блоков с различной степенью искажения профиля зубьев тяговых передач локомотивов // Тезисы докладов Всесоюзной конференции. -Ворошиловград, 1985.

56. Медель В.Б. Подвижной состав электрических железных дорог. Конструкция и динамика. 4-е изд. перераб. и доп. М.: Транспорт, 1974. — 232 с.

57. Механическая часть тягового подвижного состава: Учебник для вузов ж.-д. трансп. / И.В. Бирюков, А.Н. Савоськин, Г.П. Бурчак и др. : Под ред. И.В. Бирюкова. М.: Транспорт, 1992. - 440 с.

58. Михальченко Г.С., Федяева Г.А. Аварийные и нестационарные режимы в асинхронном электроприводе тепловоза ТЭМ21 // Вопросы транспортного машиностроения. Брянск, 2000. С.76-84.

59. Михеев В.П., Сидоров О.А. Новый способ прогнозирования износа

60. Локомотив, 2003, № 8. С.41-42.

61. Мюллер К.Д., Покровский С.В., Гай Ш., Штер М. ЭП10 электровоз нового поколения для российских железных дорог //Железные дороги мира, 2003, № 3. С.22-29.

62. Надежность и эффективность в технике: Справочник. М., 1986. Т.1; 1987, Т.2; 1989, Т.6.

63. Особенности конструкций связей тележек с кузовом и буксовых связей современных локомотивов с трехфазным асинхронным тяговым приводом // Технический бюллетень ВНИТИ № 23-98-01. Коломна, 1998. - 34 с.

64. Павленко А.П. Динамика тяговых приводов магистральных локомотивов.-М., 1991.

65. Пантелеев А.В., Летова Т.А. Методы оптимизации в примерах и задачах. М., 2002. - 544 с.

66. Патент РФ на изобретение № 2206468, В 61 С 9/50. Тяговый привод локомотива /А.И.Беляев, А.Г.Горбунов, И.В.Максименко 0публ.20.06.2003; Бюл. № 17.

67. Патент РФ на изобретение № 2207267, В 61 С 9/40. Уравновешенная шарнирно-поводковая муфта /А.И.Беляев, А.Г.Горбунов, И.В.Максименко -0публ.27.06.2003; Бюл. № 18.

68. Пахомов Э.А. Механическое оборудование тепловозов. М., 1988.

69. Перевозчиков С.Н. Кинематический анализ шарнирной муфты типа Альстом //Труды ЛИИЖТ, 1964, вып.217. С.28-32.

70. Повышение надежности экипажной части тепловозов / А.И. Беляев, Б.Б. Бунин, С.М. Голубятников и др.: Под ред. Л.К. Добрынина. М.: Транспорт, 1984.- 248 с.

71. Подшипники качения: Справочник /Р.Д.Бейзельман, Б.В.Цыпкин, Л.Я.Перель. 6-е изд. -М.: Машиностроение, 1975. 572 с.

72. Поляков B.C., Барбаш И.Д., Ряховский О.А. Справочник по муфтам /Под ред.В.С.Полякова. 2-е изд., испр. и доп. Л., 1979. - 344 е.: ил.

73. Потураев В.Н. Резиновые и резинометаллических детали машин. М.: Машиностроение, 1966. — 299 с.

74. Потураев В.Н., Дырда В.И., Круш И.И. Прикладная механика резины. -Киев, 1975.-216 с.

75. Раков В.А. Локомотивы отечественных железных дорог (1956-1975 гг.).-М., 1999.-443 е.: ил.

76. Расчеты машиностроительных конструкций методом конечных элементов: Справочник /Под ред.д.т.н.Мяченкова В.И. М., 1989. - 520 с.

77. Редукторы энергетических машин: Справочник /Под ред.Державца. -М, 1985.

78. Реорганизация и развитие отечественного подвижного состава //Локомотив, 2003, № 1. С.6-9.

79. Савоськин А.Н., Бурчак Г.П., Дергачев Н.И. Исследование влияния тягового привода на вертикальные колебания электровоза //Проблемы динамики и прочности железнодорожного подвижного состава: Межвуз.сб.науч.тр. -Днепропетровск, 1982. С.53-58.

80. Сидяков В.А. Модернизация промышленного железнодорожного транспорта //Железнодорожный транспорт, 2003, № 3. С.37-42.

81. Соколов Ю.Н. Компенсирующие свойства муфты тягового привода электровозов серии ЭР //НИИинфортяжмаш, 5-71-11, 1971. С.52-55.

82. Схиртладзе А.Г. и др. Технология обработки зубчатых зацеплений в машиностроении. М., 1999. - 213 с.

83. Тэттэр В.Ю. Гарантия надежности локомотивов //Локомотив, 2003, №6. С.41.

84. Усманов Х.Г. Кинематика и динамика передаточных механизмов с шарнирно-поводковыми муфтами тягового подвижного состава: Диссерт.на соискание уч.степ.докт.техн.наук. М., 1989.

85. Фролов К.В. Методы совершенствования машин и современные проблемы машиноведения. М., 1984.

86. Фуфрянский Н.А., Нестрахов А.С., Долганов А.Н. и др. Развитие локомотивной тяги. М.: Транспорт, 1982. - 303 с.

87. Харрис У.Дж., Захаров С.М. и др. Обобщение передового опыта тяжеловесного движения: вопросы взаимодействия колеса и рельса /Пер. с англ. -М., 2002. -408 с.

88. Хлебников В.Н. Конструкции электровозов: Механическая часть. М., 1964.-303 с.

89. Хусидов В.Д. Об использовании численных методов в решении задач нелинейных колебаний // Колебания и прочность большегрузных вагонов: Науч. труды Моск. ин-та инж. ж.-д. транспорта . М., 1971, вып.368. С.3-17.

90. Электрическая тяга на рубеже веков /Под ред.д.т.н.Лисицина А.Л. -М., 2000.-248 с.

91. Электроподвижной состав с асинхронными тяговыми двигателями / Н.А. Ротанов, А.С. Курбасов, Ю.Г. Быков, В.В. Литовченко; Под ред. Н.А. Ро-танова. М.: Транспорт, 1991. - 336 с.

92. Электропоезд ЭР9М. Руководство по эксплуатации. М., 1978. С.21-24.

93. Электропоезда. Механическая часть, тяговые двигатели и вспомогательные машины. Системы обслуживания и ремонта /В.М.Амелин, Ю.М.Иньков, М.И.Озеров и др. М., 2000. С.20-22.

94. Ядрошникова Т.Г. Мониторинг показателей взаимодействия пути и подвижного состава//Железнодорожный транспорт, 2002, № 10. С.58-59.

95. AGV- High-speed electrotrain of new generation //D. Briginshaw. International Railway Journal, 2000, № 5. P. 15-18.98.1ncrease of speed of movement of trains on usual lines //J.-L. Picquand. Rail International, 2002, № 5. P 30-39.

96. La duriie de service des roues ferroviaires //G.Stevenot, F.Demilly. Revue Generale des Chemins de Fer, 2002, № 5. P.33-39.

97. L'entretien et la ruparation des trains a grande vitesse Eurostar et Thalys //Ph.Robert. Revue Generale des Chemins de Fer, 2002, № 3. P.141-152.

98. Modernization of the rolling-stock //T.Gevertetal. International Railway Journal, 2001, № 6. P.28-29, 31-32, 34-37.

99. Optimization of interaction of a wheel and rail //Tuzik. Railway Age, 2000, № 7. P.42-43,45.

100. Ways of optimization of system a wheel rail //M.Lucrak. Railway Age, 2000, № 4. P.66-67.

101. Winden R. Drehstrom-Antriebstechnik fur den Intercity Experimental der Deutschem Budesbahn. - Brown Boveri. // Techik, 1986, № 12. P.680-688.tl