10 let multibody simulací ve ŠKODA VÝZKUM

Transkript

MODELOVÁNÍ POHYBU MECHANISMŮ
(ADAMS)
Obsah
1. Multibody dynamika
2. Dynamika silničních vozidel
3. Silniční prostředky hromadné dopravy
4. Cisternový návěs
5. Kolejová vozidla
6. Jaderné strojírenství
7. Závěr
Multibody dynamika Dynamika silničních vozidel Prostředky hromadné
2
dopravy Návěs Kolejová vozidla Jaderné strojírenství Závěr
Multibody dynamika
Základem multibody dynamiky jsou fyzikální modely
reálných objektů založené na soustavách tuhých a
poddajných těles.
Tyto modely umožňují řešení podstatně obecnějších
problémů než přístupy založené na metodě konečných
prvků, protože nejsou závislé na kontinuálním modelu
vyšetřovaného systému.
Výpočtové modely založené na soustavách těles umožňují
zavedení obecných silových účinků a tím jsou vhodné pro
zahrnutí široké škály vnějších i vnitřních vlivů různého
charakteru (řízení, zpětných vazeb, kapaliny, větru,
proměnné gravitace atd.).
3
Multibody dynamika
Multibody dynamika se v celosvětovém měřítku začala
výrazně rozvíjet od 70-tých let minulého století, a to ve
spojení s vývojem výpočetní techniky a programového
vybavení.
Za uvedené období multibody dynamika prošla vývojem
z klasické mechaniky soustav těles k nezávislému odvětví
mechaniky, které má multidisciplinární charakter a široké
aplikační uplatnění.
Multibody simulace mají nezastupitelný význam zejména při
vývoji průmyslových robotů, silničních a kolejových vozidel,
objektů pro kosmický výzkum a výrobních strojů.
V současné době se navíc multibody simulace uplatňují i
v případě objektů živé přírody, zejména v biomechanice
člověka.
4
Multibody dynamika
časopis Multibody System Dynamics,
tématické konference pořádané European Community on
Computational Methods in Applied Sciences (ECCOMAS) Multibody Dynamics 2003 v Lisabonu, Multibody Dynamics
2005 v Madridu a následující Multibody Dynamics 2007
v Milánu,
asijské konference Asian Conference on Multibody
Dynamics, jejichž třetí ročník se uskutečnil v roce 2006
v Tokiu,
za účasti předních světových odborníků v České republice
kurz Virtual Nonlinear Multibody Systems v Praze v roce
2002.
5
Multibody dynamika
MBS programy jsou určeny pro vyšetřování kinematických
veličin a dynamického chování prostorových vázaných
mechanických systémů tvořených soustavou těles.
MBS modely jsou dány konečným počtem těles navzájem
spojených kinematickými vazbami a pružně tlumícími členy.
Tělesa se v rámci kinematických vazeb, pružně tlumících
členů, způsobu připojení k základu (zemi) a dalších
okrajových podmínek mohou pohybovat v prostoru.
Každé těleso je definováno setrvačnostními vlastnostmi
(hmotností, souřadnicemi těžiště a momenty setrvačnosti).
Na tělesech se zadávají body. V bodech lze tělesa spojovat
kinematickými vazbami a pružně tlumícími členy, dále lze v
bodech působit na tělesa vnějšími silami a momenty.
6
Multibody dynamika
Po sestavení MBS modelu je možné simulovat jeho pohyb.
Při simulacích pohybu modelů generují MBS programy
Lagrangeovou metodou nelineární pohybové rovnice, které
jsou řešeny přímou numerickou integrací.
Sledovanými veličinami jsou výchylky, rychlosti a zrychlení
jednotlivých těles, síly a momenty působící v kinematických
vazbách a v pružně tlumících členech.
Výsledky lze získat ve formě číselných dat, ve formě grafů
nebo znázorněním modelu (statickým nebo s animací).
Kromě pohybu: lineární analýza a rovnovážná poloha.
Možnost použití pružných těles.
Využití modulů.
7
Multibody dynamika
řešení
problematiky
z
oblasti
dopravního
strojírenství, z oblasti jaderného a energetického
strojírenství a částečně i z oblasti biomechaniky,
software alaska, SIMPACK, MSA, vlastní
výpočtové modely v systému MATLAB,
realizační výstupy zejména aplikačního charakteru,
výhoda - možnost verifikace výpočtových modelů
na základě provozních a laboratorních měření na
reálných konstrukcích.
8
Dynamika silničních vozidel
Úrovně přiblížení:
– dynamika samotného vozidla,
– uvažování vlivu řidiče (složitější).
3 typy vyšetřování:
– podélná dynamika, tj. při přímé jízdě (jízdní odpory,
jízdní výkony, brždění, zrychlování),
– směrová a jízdní stabilita,
– kmitání vozidla (vertikální, svislá dynamika).
9
10
11
Dynamika silničních vozidel – jízdní odpory
1. Valivý odpor – deformací pneumatiky a vozovky,
– vliv huštění pneumatiky,
– vliv rychlosti vozidla,
– vliv povrchu vozovky,
– vliv směrové úchylky (při zatáčení).
– uvažování vlivu řidiče (složitější).
2. Vzdušný odpor,
– vliv geometrie vozidla,
– vliv větru.
12
Dynamika silničních vozidel – jízdní odpory
3. Odpor stoupání.
4. Odpor zrychlení – setrvačná síla působící
proti směru zrychlení
– odpor posuvné části,
– odpor otáčejících se částí.
Celkový jízdní odpor = součet všech odporů.
13
Reálný trolejbus
Multibody model
trolejbusu ŠKODA 21 Tr
14
Vlnovcová a vaková pružina
15
Protokoly z měření charakteristik vzduchových pružin
16
Hydraulické tlumiče pérování
Hydraulické tlumiče tlumí nárazy při jízdě po nerovné vozovce
a kmitání odpružené hmoty
Transformace mechanické energie v jiné formy energie v
důsledku hydraulického odporu při průchodu tekutiny přes
škrtící ventily
Různá konstrukční řešení
Jednoplášťové a dvouplášťové
Různé typy uchycení
Omezení maximální a minimální délky (dorazy)
Zjednodušené schéma dvouplášťového tlumiče
pístnice
pracovní válec
s kapalinou
ochranný plášť
pracovní píst
vyrovnávací
prostor
vyrovnávací
ventil
vnější plášť
Hydraulické tlumiče pérování
Kromě síly od hydraulického odporu lze respektovat sílu
od pružného uložení
pryžová pouzdra O
pryžové kroužky O
Modelování hydraulických tlumičů
Znalost silového působení v závislosti na relativním pohybu
bodů uchycení tlumiče
Fyzikální, reologické a neparametrické modely
Omezení
programovými prostředky
znalostí změřených charakteristik
požadovaným výpočetním časem
Výrobní výkres a protokol z měření charakteristik tlumiče
21
Lineární rychlostní
charakteristika
Asymetrická
bilineární
rychlostní
charakteristika
Nelineární rychlostní
charakteristika získaná
měřením
Lze zahrnout navíc charakteristiky pružného nebo
hydraulického dorazu
Sériové spojení tlumícího a pružného prvku
Nelineární deformační
hydraulického dorazu
Charakteristika silentbloku
25
Pneumatiky
Přilnavost, skluz a prokluz
26
Pneumatiky
Hrotový model.
Pacejka similarity.
Pacejka magic formula – radiální tuhost, součinitel přilnavosti,
vratný moment, boční síla.
Stacionární model – koeficient tření v závislosti na podélném
skluzu, příčná síla v závislosti na úhlu skluzu, vratný moment v
závislosti na úhlu skluzu, příčná síla v závislosti na úhlu
odklonu kola – vše navíc v závislosti na normálové síle.
SWIFT, FTIRE – teorie pružného prstence (ADAMS).
Uvažování odskoku.
27
Měření radiálních charakteristik
28
Náhrada kmitající soustavou s jedním stupněm volnosti.
Poměrný útlum z logaritmického dekrementu.
Koeficient tlumení
29
Funkce lsqcurvefit systému MATLAB
30
Charakteristika: síla v závislosti na deformaci.
1 – rovná plocha,
2 – válcová úseč
3 – ostrá nerovnost
31
1 – rovná plocha,
2 – válcová úseč
3 – ostrá nerovnost
32
Schéma zavěšení pravé přední polonápravy (pohled zepředu)
Schéma zavěšení zadní nápravy (pohled shora)
Podklady pro určení charakteristik silentbloků v okách vodících tyčí
Dynamika silničních vozidel – hnací ústrojí
Charakteristika hnacího ústrojí.
-
složitější při uvažování
rychlostních stupňů
řazení
Ideální charakteristika motoru
36
Dynamika silničních vozidel – brždění
Brždění
– hydraulické brzdy,
– elektrodynamické brzdy,
– vzduchové brzdy.
37
V oblasti problematiky silničních dopravních prostředků lze
výsledky multibody simulací využít zejména:
1. Pro hodnocení jízdních vlastností vozidel.
2. Pro posouzení vhodnosti použitých prvků vypružení
náprav.
3. Jako vstupní data pro výpočet namáhání podvozku a
karoserie MKP programy.
4. V oblasti hodnocení únavové životnosti vozidel.
5. Pro zvýšení jízdního pohodlí a pasivní bezpečnosti
řidiče a cestujících .
38
Dynamika silničních vozidel – vertikální dynamika
Jednoduchý model vozidla s řidičem.
39
Dynamika silničních vozidel – vertikální dynamika
Schéma vozidla s řidičem.
40
Silniční prostředky hromadné dopravy
ŠKODA OSTROV – autobusy a městské trolejbusy,
NEOPLAN USA Corporation – autobus a kloubový trolejbus
pro město Boston, SOR – meziměstské autobusy,
zpravidla multibody modely prázdného a plně naloženého
vozidla, základní multibody model a multibody model
s detailním kinematickým modelem zavěšení náprav,
výsledky simulací využívány jako vstupní data MKP
programů pro výpočty namáhání karoserií a podvozkových
částí vozidel, v oblasti hodnocení únavové životnosti
dynamicky zatěžovaných částí vozidel, pro zlepšení jízdních
vlastností vozidel, pro posuzování vhodnosti a návrhu
vlastností prvků vypružení náprav a pro posuzování pasivní
bezpečnosti a jízdního pohodlí řidiče a cestujících.
42
Simulace jízdy po nerovném povrchu
Optimálních dynamických vlastností vozidla určeného pro
přepravu osob lze zpravidla, v závislosti na jeho
konstrukčním řešení, dosáhnout správnou volbou prvků
vypružení náprav.
Významnou vypovídací schopnost o vertikálních
dynamických vlastnostech vozidla a o vhodnosti
použitých prvků vypružení náprav má jízda po nerovném
povrchu vozovky.
Pro hodnocení vertikálních dynamických vlastností
vozidla při jízdě po nerovném povrchu vozovky je nutná
znalost charakteristik tohoto povrchu, tzn. statistických
vlastností nerovností povrchu nebo přímo jeho
geometrie.
43
Sledovanými veličinami jsou časové průběhy relativních
výchylek pružin, relativních rychlostí v tlumičích, napětí
působících ve vodicích tyčích či ramenech náprav a zrychlení
na různých místech v interiéru vozidla.
44
ŠKODA VÝZKUM s.r.o. – zkušební trať tvořena ze tří
normalizovaných umělých překážek (podle ČSN 30 0560
Překážka II: h = 60 mm, R = 551 mm, d = 500 mm).
45
Reálný trolejbus
Multibody model
trolejbusu ŠKODA 21 Tr
46
Experimentální měření
Experimentální měření na prázdném nízkopodlažním
trolejbusu ŠKODA 21 Tr byla provedena v depu Dopravního
podniku města Hradce Králové v říjnu roku 2004
Měřeny byly:
1. relativní výchylky mezi nápravami a podvozkovým rámem
(4 snímače zdvihu),
2. napětí na levých ramenech a vodících tyčích a na osmi
vybraných místech karoserie a podvozkového rámu
trolejbusu (12 tenzometrů),
3. vertikální zrychlení na dolních ramenech levé a pravé
přední polonápravy, na zadní nápravě a na čtyřech místech
v interiéru vozidla (7 akcelerometrů).
47
Virtuální modely trolejbusu
Multibody modely trolejbusu ŠKODA 21 Tr v software alaska
se liší modelem zavěšení náprav a modelem karoserie.
Vzduchové pružiny a hydraulické tlumiče ve vypružení náprav a
silentbloky v místech montáže některých konstrukčních částí
trolejbusu jsou modelovány propojením odpovídajících těles
nelineárními silovými pružně tlumicími prvky.
Hrotový model pneumatik; radiální tuhostní a tlumicí vlastnosti
pneumatik modelovány nelineárními silovými pružně tlumicími
prvky s uvažováním možnosti odskoku pneumatiky od vozovky.
Virtuální modely trolejbusu
Data pro multibody modely:
•
•
•
•
•
•
Geometrické údaje,
hmotnosti, souřadnice těžišť a hmotové momenty
setrvačnosti těles odpovídajících jednotlivým
konstrukčním částím trolejbusu,
charakteristiky vzduchových pružin,
charakteristiky tlumičů ve vypružení náprav,
charakteristiky pneumatik,
tuhosti silentbloků v prvcích zavěšení náprav.
Výsledky experimentu a simulací

Výsledky první zdokumentované zkušební jízdy při rychlosti
trolejbusu 43 km/h.
Po přejezdu poslední překážky zkušební trati nedojde
k postupnému utlumení zaznamenaných relativních výchylek na
nulovou hodnotu. Příčinou je následné brždění trolejbusu, které
bylo nezbytné z důvodu vychýlení trakčního vedení z přímého
směru cca po 50 metrech za koncem poslední překážky.
Vstupním údajem pro simulace zkušebních jízd byla pouze
rychlost vozidla. Všechny jízdy po virtuální zkušební trati
začínají v čase 4 sekundy od začátku simulace jízdy multibody
modelu trolejbusu. Tato doba je dostatečná pro odeznění
dynamických dějů při přechodu multibody modelu z počáteční
polohy do ustáleného stavu před simulací zkušební jízdy.
Výsledky simulací byly získány při použití ShampinovaGordonova integračního algoritmu.
Levá přední polonáprava
Zadní náprava vlevo
Závěr - jízda po nerovném povrchu
Největší rozdíly mezi experimentálně stanovenými extrémními
hodnotami relativních výchylek a stanovených při simulacích jsou
při roztahování prvků vypružení (tzn. v oblasti kladných hodnot)
zadní nápravy (až 3 krát větší).
Z časových průběhů sledovaných relativních výchylek je zřejmé,
že v oblasti roztahování vzduchových pružin zadní nápravy
dochází k výraznějšímu utlumení relativních výchylek
stanovených při simulacích (u přední nápravy se projevuje méně).
Na základě výsledků simulací lze usoudit, že charakteristiky
tlumičů změřené za určitých podmínek na laboratorním
zkušebním zařízení (tj. při harmonickém buzení a při zdvihu 100
mm) neodpovídají v oblasti roztahování podmínkám zatěžování
tlumičů v reálném vozidle při přejezdech výrazných nerovností
vozovky. Při stlačování prvků vypružení náprav (tzn. v oblasti
záporných hodnot) je shoda výsledků experimentálních měření a
simulací v časových průbězích i v extrémních hodnotách
relativních výchylek dobrá.
Kromě charakteristik tlumičů je příčina některých odchylek
výsledků simulací vzhledem k výsledkům experimentálních měření
samozřejmě i v neznalosti všech podmínek zkušebních jízd s
reálným trolejbusem potřebných pro přesnější provedení simulací
(nebyla změřena skutečná výška vzduchových pružin, nebyl
zjišťován tlak huštění pneumatik a vozidlo nebylo zváženo – byly
použity konstrukční údaje) a v samotné podstatě počítačových
modelů (virtuální model je vždy zjednodušením reálné konstrukce).
Při byl vyšetřování vlivu změn modelu výrazných nerovností
vozovky, změn charakteristik radiálních pružně tlumicích vlastností
pneumatik a změn charakteristik vzduchových pružin, potvrdily, že
hlavní příčina rozdílných výsledků experimentálních měření a
simulací je v zatěžovacích charakteristikách hydraulických tlumičů.
Následující etapa verifikace multibody modelů trolejbusu ŠKODA
21 Tr bude tedy zákonitě věnována stanovení „méně strmé“
charakteristiky tlumičů pérování (zejména zadní nápravy) v oblasti
roztahování.
Vzájemné porovnání výsledků simulací přineslo očekávané
projevy uvažovaných multibody modelů trolejbusu. Při
simulacích s „nejtužším“ multibody modelem (tzn. z tuhých těles
se zjednodušenou kinematikou zavěšení náprav) jsou
identifikovány největší extrémní hodnoty relativních výchylek
vzduchových pružin, při simulacích s „nejpoddajnějším“
multibody modelem (tzn. s detailní kinematikou zavěšení náprav
s elastickou částí karoserie) jsou extrémy relativních výchylek
vzduchových pružin nejmenší.
Simulace pomalého čelního nárazu do betonové stěny
zkouška pro ověřování bezpečnosti vozidel hromadné
dopravy – čelní náraz rychlostí 5 km/h do betonové stěny,
při tomto nárazu by nemělo dojít k trvalé deformaci
konstrukce vozidla.
57
Simulace pomalého čelního nárazu do betonové stěny
časové průběhy a extrémní hodnoty deformace nárazníku,
zrychlení na přední stěně autobusu a celkové síly přenášené
do přední stěny autobusu.
Časové průběhy celkové síly [N] přenášené do přední stěny a podélné
zrychlení [m/s2] na přední stěně autobusu ŠKODA 21 Ab
58
Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu
Trolejbus ŠKODA 22 Tr vyráběn od roku 1996, modernizace
od roku 2002 – nové kloubové spojení, nové hnací nápravy.
Měření se uskutečnila s prázdným i s naloženým vozidlem na
vybraných úsecích trolejbusových tratí v Ústí nad Labem.
59
Jízdní manévry realizované při zkušebních jízdách byly pro
vozidlo méně náročné než požaduje metodika náhlého
předjížděcího manévru podle ISO 3888-1. Zkušební manévry
spočívaly v náhlém přejetí z pravého jízdního pruhu vozovky
do levého, bezprostředně následovaném stejně rychlým
návratem do pravého pruhu.
60
Počáteční rychlost zkušebních jízd byla stanovena na 30
km/h. Při jízdách s prázdným trolejbusem byly zkoušky
ukončeny při rychlosti 60 km/h, při jízdách s naloženým
vozidlem (zatíženým na cca 91 % největší povolené
hmotnosti) byly s ohledem na problematické chování
vozidla zkoušky ukončeny již při rychlosti 45 km/h.
Snímané veličiny: časové průběhy úhlu natočení volantu,
úhlu vzájemného natočení předního a zadního vozu
trolejbusu (tzv. úhlu lomení), úhlu klopení zadního vozu a
bočního zrychlení zadního vozu nad zadní nápravou.
61
Při všech absolvovaných jízdních manévrech dosahoval
úhel klopení zadního vozu (cca 6° – 8°) zřetelně větších
hodnot než úhel klopení předního vozu. Navíc při
některých zkušebních jízdách bylo pociťováno dosednutí
dorazu, přičemž nebylo možné jednoznačně určit, zda se
jedná o doraz kloubového spojení nebo doraz zadní
nápravy.
Na základě výsledků zkušebních jízd bylo výrobci
doporučeno provést na vozidle konstrukční úpravy, které
povedou ke zmenšení úhlu klopení zadního vozu
trolejbusu.
62
Stabilizátor
Jako konstrukční řešení pro zmenšení úhlu klopení zadního
vozu trolejbusu ŠKODA 22 Tr bylo zvoleno použití
stabilizátoru zadního vozu.
Ověření vhodnosti jeho konstrukčního řešení provedeno s
využitím počítačových simulací s multibody modely trolejbusu.
Počítačové simulace měly zároveň objasnit, zda při zkušebních
jízdách s reálným trolejbusem docházelo k dosednutí dorazu
kloubového spojení nebo zadní nápravy.
Konstrukční návrh uvažoval torzní příčný stabilizátor zadního
vozu trolejbusu vyrobený z ocelové tyče kruhového průřezu.
Vhodný průměr tyče měl být stanoven na základě výsledků
počítačových simulací.
Stabilizátor
Maximální
oboustranná
povolená
deformace
všech
konstrukčních variant stabilizátoru byla 61 mm, maximální
povolené síly mezi stabilizátorem a zadní nápravou a mezi
stabilizátorem a podvozkem zadního vozu trolejbusu jsou
závislé na průměru tyče kruhového průřezu použité pro jeho
výrobu.
Stabilizátor
Multibody model
Multibody modely prázdného (hmotnost 18 556 kg) a
naloženého (hmotnost 26 470 kg) nízkopodlažního kloubového
trolejbusu ŠKODA 22 Tr byly vytvořeny v programu alaska.
Jsou tvořeny 47-mi tuhými tělesy, která odpovídají jednotlivým
konstrukčním částím trolejbusu.
Tělesa jsou navzájem svázána 57-mi kinematickými vazbami.
Modely mají 157 stupňů volnosti.
Vzduchové pružiny, tlumiče a silentbloky jsou modelovány
propojením odpovídajících těles silovými pružně tlumícími
prvky.
K popisu směrových vlastností pneumatik je využit Tire
Modul.
Multibody model
• BUNC = volná vazba
• REV = rotační vazba
• PRI = posuvná vazba
• BSPH = sférická vazba
• UNI = univerzální vazba
Multibody model
V multibody modelech není stabilizátor zadního vozu tvořen samostatným
tuhým tělesem, jeho činnost je modelována působením vnějších sil na
karoserii zadního vozu a na zadní nápravu.
Síly působí proti úhlu klopení zadního vozu a jejich působiště jsou v
místech montáže stabilizátoru k podvozku zadního vozu a k zadní nápravě.
Mezi velikostí sil a deformacemi stabilizátoru zadního vozu je uvažována
lineární závislost. Velikost těchto sil je závislá pouze na úhlu klopení
zadního vozu, vertikální posuv mezi karoserií zadního vozu a zadní
nápravou nemá na jejich velikost žádný vliv.
Simulace
Sledované veličiny: stejně jako při experimentálních měřeních,
časové průběhy a extrémní hodnoty úhlu lomení, úhlu klopení
zadního vozu a bočního zrychlení vozu nad zadní nápravou.
Navíc extrémní hodnoty časových průběhů torzní deformace
kloubového spojení a relativních výchylek vypružení zadní
nápravy. Při simulacích s multibody modely se stabilizátorem
ještě extrémní hodnoty vertikální deformace stabilizátoru a sil
působících mezi stabilizátorem a zadní nápravou a mezi
stabilizátorem a podvozkem zadního vozu.
Při simulacích je uvažován suchý povrch vozovky bez
vertikálních nerovností.
Uvedeny výsledky simulací dvou vybraných (náročnějších)
zkušebních jízd, s prázdným trolejbusem při rychlosti 55 km/h
(zkušební jízda č. 4) a s naloženým při rychlosti 45 km/h
(zkušební jízda č. 8).
Simulace
Jízda č. 4
Úhel natočení volantu
Bez stabilizátoru – měření, simulace
Se stabilizátorem - ∅ 35 mm, ∅ 42 mm, ∅ 45 mm
Simulace
Jízda č. 4
Simulace
Jízda č. 8
Úhel natočení volantu
Bez stabilizátoru – měření, simulace
Se stabilizátorem - ∅ 35 mm, ∅ 42 mm, ∅ 45 mm
Simulace
Jízda č. 8
Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu závěry
Časové průběhy a extrémní hodnoty sledovaných veličin zjištěné
při experimentálních měřeních na reálném trolejbusu a při
simulacích s multibody modely nejsou zcela shodné.
Odlišnosti jsou jednak způsobeny neznalostí všech podmínek
zkušebních jízd s reálným trolejbusem potřebných pro přesnější
provedení simulací (nejsou zcela známy počáteční podmínky při
pořizování záznamů experimentálních měření - není známa
vzdálenost podvozku zadního vozu a dorazů vypružení zadní
nápravy - a nejsou známy časové průběhy skutečné rychlosti
trolejbusu - je nepravděpodobné udržení konstantní rychlosti po
celou dobu trvání jízdního manévru) a jednak samotnou podstatou
počítačových modelů (virtuální model je vždy zjednodušením
reálné konstrukce). Tyto skutečnosti však nenarušují vypovídací
schopnost simulací, zejména posouzení vlivu stabilizátoru na
snížení úhlu klopení zadního vozu trolejbusu.
Výsledky simulací ukazují, že příčina zaznamenaných nárazů
při zkušebních jízdách s prázdným trolejbusem byla
v dosednutí podvozku zadního vozu na dorazy vypružení zadní
nápravy. Dosednutí podvozku zadního vozu na dorazy
vypružení zadní nápravy bylo zaznamenáno při simulacích
stejných zkušebních jízd, při kterých byly při experimentálních
měřeních zaznamenány nárazy. Maximální pružná torzní
deformace kloubu HÜBNER, která je 3°, byla mírně
překročena při simulaci zde neuváděné zkušební jízdy č. 5 (při
rychlosti 60 km/h).
Z výsledků simulací s naloženým trolejbusem vyplývá, že
příčina zaznamenaných nárazů je zejména v překročení
maximální pružné deformace kloubového spojení, které bylo
znamenáno při dvou zkušebních jízdách, při zkušební jízdě č. 8
v kombinaci s dosednutím podvozku zadního vozu na dorazy
vypružení zadní nápravy.
Při simulacích zkušebních jízd s navrženými konstrukčními
variantami stabilizátoru zadního vozu poklesly extrémní
hodnoty časových průběhů úhlu klopení zadního vozu a tím i
extrémní hodnoty dalších souvisejících veličin - relativních
výchylek vypružení zadní nápravy a torzní deformace
kloubového spojení.
Na základě simulací zdokumentovaných zkušebních jízd
s multibody modely modernizovaného trolejbusu ŠKODA 22
Tr byla zvolena varianta stabilizátoru vyrobeného z tyče
kruhového průřezu o průměru 42 mm.
Při simulovaných jízdách se vlivem použití této varianty
stabilizátoru snížily úhly klopení zadního vozu o 12 % až 23 %
vzhledem k původnímu stavu.
Při simulaci žádné zkušební jízdy s multibody modely se
zvolenou konstrukční variantou navrženého stabilizátoru zadního
vozu nebyla překročena maximální povolená deformace
stabilizátoru a tím nebyly ani překročeny maximální povolené
síly působící na stabilizátor.
Na základě výsledků simulací zkušebních jízd bylo možné
potvrdit vhodnost navrženého konstrukčního řešení stabilizátoru
zadního vozu nízkopodlažního kloubového trolejbusu ŠKODA
22 Tr s kloubem HÜBNER a hnacími nápravami RÁBA na
zlepšení jeho jízdní stability.
Simulace pádu stojícího cestujícího na dveře trolejbusu
2002 – ŠKODA OSTROV – plán implementovat do vozidel
základního výrobního programu mj. i kompozitní dveře,
ověřování vhodnosti jejich předpokládaného konstrukčního
řešení – experimentální zkoušky na reálném prototypu
kompozitních dveří i počítačové simulace,
jedno z kritérií bezpečnosti vozidla pro hromadnou přepravu
osob – dostatečně pevné a správně fungující dveře,
před zavedením montáže dveří do vozidel v sériové výrobě
– nutné provést provozní zkoušky, zkoušky pevnosti a
životnosti a odolnosti dveří proti rázové síle,
při zkouškách odolnosti dveří proti rázové síle bylo
zapotřebí stanovit maximální dynamickou sílu, kterou by
měly dveře ještě přenést.
78
Tato síla stanovena při simulaci pádu cestujícího na dveře
při náhlém vyhýbacím manévru s multibody modely
trolejbusů se stojícím cestujícím.
79
Model člověka
Parametrický (výška, hmotnost) modulový multibody model
člověka (muže) byl vytvořen v prostředí programu alaska
na základě poznatků převzatých z IfM Chemnitz.
Je sestaven na základě zjednodušené anatomie
pohybového systému s cílem podchytit základní
kinematické a dynamické vlastnosti lidského těla.
Multibody model člověka je možné aplikovat např. jako
řidiče nebo cestujícího do dopravních prostředků (pro
vyšetřování jeho chování při různých provozních situacích
apod.
Cílem simulací s multibody modelem člověka je výpočet
časových nebo frekvenčních průběhů kinematických a
dynamických veličin působících na lidské tělo.
80
Model člověka
81
Lineární
tuhost
kompozitních
dveří
stanovena výpočtem na jejich MKP modelu
v programu COSMOS/M.
Náraz cestujícího byl uvažován na nejméně
tuhé místo dveří.
Pro určení časového průběhu a extrému
síly působící na dveře vyvolané pádem
simulován náhlý vyhýbací manévr při
různých rychlostech jízdy a při různém úhlu
natočení předních kol trolejbusu.
Měněny
„parametry“
cestujícího:
vzdálenost od dveří, hmotnost a výška.
Uvažován náraz zády nebo ramenem.
82
na základě výsledků simulací upravena konstrukce ocelových
konzol vedení mechanismu pro zavírání dveří,
správnost výsledků počítačových simulací potvrzena
zkouškou rázového vytržení konzoly vedení z kompozitní
části dveří provedenou na reálném prototypu dveří v
Dynamické zkušebně ŠKODA VÝZKUM.
83
84
7000
Maximum rázové síly [N]
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0
0
10
20
30
40
50
60
Ryc hlo s t jízdy [m/s ]
Š KODA 21 Tr - ná ra z ra me ne m
Š KODA 14 Tr M - ná ra z ra me ne m
Š KODA 21 Tr - ná ra z zá dy
Š KODA 14 Tr M - ná ra z zá dy
85
7000
Maximum rázové síly [N]
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
1,1
Vzdále no s t c e s tujíc ího o d dve ří [m]
Š KODA 21 Tr - ná ra z ra me ne m
Š KODA 14 Tr M - ná ra z ra me ne m
Š KODA 21 Tr - ná ra z zá dy
Š KODA 14 Tr M - ná ra z zá dy
86
Návrh charakteristik tlakem vzduchu řízených tlumičů
Z důvodu možnosti zkvalitnění dynamických vlastností
autobusů, nákladních vozidel, přívěsů a návěsů zahájil
v roce 2003 výrobce tlumičů pérování pro tyto typy vozidel,
společnost BRANO, vývoj tlakem vzduchu řízených
hydraulických
teleskopických
tlumičů
vzduchového
vypružení náprav.
Referenčními vozidly, pro která je výzkum a vývoj řízených
tlumičů prováděn a na nichž budou tyto tlumiče ověřovány,
jsou meziměstské autobusy SOR C 10.5 a SOR C 12.
Rychlostní charakteristiky řízených hydraulických tlumičů
vypružení náprav byly navrženy na základě výsledků
počítačových simulací s virtuálními multibody modely
autobusů.
87
V současné době používaný teleskopický hydraulický tlumič
vypružení náprav není schopen měnit svoji útlumovou sílu
v závislosti na zatížení.
Útlumová síla se nastavuje na vozidlu naloženém na 80 %
největšího povoleného zatížení.
Při jízdě poloprázdného vozidla se vozidlo jeví jako
přetlumené, tvrdé, s nedostatečným jízdním pohodlím.
Dochází k poškozování nákladu, rázy se přenáší do celého
vozidla i do vozovky, které se značně opotřebovávají.
Při zatížení vozidla na největší povolenou hmotnost dochází
k opačnému jevu: vozidlo se jeví jako nedotlumené, měkké,
při jízdních manévrech se značně naklápí a tím se zároveň
stává méně bezpečným.
88
Dosavadní metodiky výzkumu a vývoje teleskopických
tlumičů spoléhaly především na empirii a nebyly podpořeny
kvalifikovanými výpočetními postupy.
Tlakem vzduchu řízený hydraulický teleskopický tlumič
vzduchového vypružení náprav je schopen měnit svoji
útlumovou sílu v závislosti na tlaku vzduchu ve
vzduchových pružinách.
Tlak vzduchu v pružinách stoupá se vzrůstajícím zatížením
vozidla, útlumová síla tlumiče se zvětšuje. Při snižujícím se
zatížení vozidla dochází k poklesu tlaku v pružinách, který
způsobí snížení útlumových sil v tlumiči.
Tím si vozidlo zachovává při různých provozních situacích
konstantní jízdní stabilitu a stálé jízdní pohodlí.
89
Reálný
autobus
Multibody model
autobusu SOR C 10.5
90
Multibody modely
Schéma zavěšení pravé přední polonápravy a zadní nápravy
91
Multibody modely
Počet těles, kinematických dvojic a celkový počet stupňů volnosti
v kinematických dvojicích
92
Multibody modely
93
Multibody modely
94
Návrh charakteristik
Pro návrh optimálních charakteristik bylo zvoleno kritérium maximální
podobnosti dynamické odezvy autobusu s 80 % naložením na
dynamické odezvy autobusu o ostatních hmotnostech (prázdný, plný, 20
% a 50 %).
Porovnávanými veličinami byly časové průběhy relativních výchylek
vzduchových pružin na přední i zadní nápravě.
Úlohu nalezení parametrů mechanického systému tak, aby byla splněna
jistá podmínka, lze nazvat laděním parametrů. Problémy, které je nutné
vyřešit při návrhu vhodné metodiky, lze rozdělit do následujících kroků:
1.
Parametrizace problému.
2.
Volba cílové funkce.
3.
Vlastní metoda optimalizačního procesu.
95
Návrh charakteristik – parametrizace problému
Rychlostní charakteristiky neřízených tlumičů byly získány měřením na
speciálním zkušebním stavu za určitých specifických provozních
podmínek. Po zpracování výsledků měření je k dispozici závislost tlumicí
síly v tlumičích F na relativní rychlosti roztahování a stlačování tlumiče v.
Jako parametry úlohy byly zvoleny hodnoty změřených sil F. Parametry
byly seřazeny do vektoru
.
96
Návrh charakteristik – volba cílové funkce
V případě ladění parametrů rychlostních charakteristik hydraulických
tlumičů vzhledem k dosažení shody dynamické odezvy různě naloženého
autobusu SOR C 10.5 existovalo více možností volby cílové funkce.
Nejvhodnější se ukázalo využití statistických veličin, které jsou přímo
zkonstruovány pro postihnutí souvislosti mezi dvěma časovými řadami
(obecně dvěma signály). Tím je např. korelační koeficient R(p) definovaný
pro dvě diskrétní časové řady x1 (referenční) and x2(p) (funkce
návrhových parametrů) ve tvaru
kde µ1 a µ2(p) jsou střední hodnoty příslušných časových řad. Hodnoty
korelačního koeficientu jsou v rozmezí 0 a 1.
97
Návrh charakteristik – volba cílové funkce
Výhodou korelačního koeficientu je, že kvantifikuje velmi
dobře podobnost dvou časových řad skalární hodnotou,
která je získána jednoduchým výpočtem.
Pro návrh rychlostních charakteristik je možné formulovat
úlohu minimalizace s cílovou funkcí ve tvaru:
98
Návrh charakteristik – metoda optimalizačního procesu
Všechny přístupy k vlastnímu optimalizačnímu procesu mají
stejné schéma. Dokud není dosaženo předem dané
ukončovací podmínky probíhá iterační cyklus ve dvou
krocích:
1. Analýza problému, v tomto případě numerická simulace
jízdy autobusu SOR C 10.5.
2. Změna optimalizačních parametrů, na základě
vyhodnocení cílové funkce (kritéria ladění).
99
Pro návrh rychlostních charakteristik byla vybrána simulace přejezdu
přes modifikovanou normalizovanou překážku podle ČSN 30 0560
(R = 0.551 m, h = 0.06 m, d = 0.5 m) všemi koly rychlostí 40 km/h.
Simulace byly provedeny se základními multibody modely.
Dynamické odezvy byly porovnávány od přejezdu překážky předními koly
(3.5 sekundy) do 10 sekund simulace (praktické odeznění odezvy).
Předpoklad: oba přední tlumiče mají stejné charakteristiky a všechny čtyři
zadní také.
Ladění charakteristik tlumičů pro multibody modely autobusu o všech
hmotnostech probíhalo ve dvou krocích.
100
1. Ladění charakteristik předních tlumičů:
A) Nastavení výšky překážky, aby se charakteristiky tlumičů přední
nápravy uplatnily v požadovaném rozsahu rychlostí pístu v tlumičích -0.5
m/s a 0.5 m/s.
B) Vypočítání časových průběhů relativních výchylek vzduchových pružin
pro referenční 80 % naložený autobus při optimálně nastavené výšce
překážky.
C) Srovnání referenční odezvy s výsledky simulací s multibody modelem
autobusu o jiné váze při stejné výšce překážky.
D) Časové průběhy relativních výchylek vzduchových pružin přední
nápravy byly porovnány na základě hodnot korelačních koeficientů. Při
změně charakteristik tlumičů přední nápravy se zároveň zlepšuje i shoda
časových průběhů relativních výchylek pružin zadní nápravy.
E) Proces se opakuje, až je dosažena co nejlepší shoda korelačních
koeficientů pro časové průběhy relativních výchylek vzduchových pružin
přední nápravy.
101
Časové průběhy relativních výchylek levé přední pružiny plně naloženého
autobusu s charakteristikou referenční a časové průběhy relativních výchylek
plně naloženého autobusu s charakteristikou optimálně naladěnou – první fáze
ladění
102
Časové průběhy relativních výchylek levé zadní pružiny plně naloženého
plně naloženého autobusu s charakteristikou optimálně naladěnou – první fáze
ladění
103
1. Ladění charakteristik zadních tlumičů:
A) Nastavení výšky překážky, aby se charakteristiky tlumičů zadní
nápravy uplatnily v požadovaném rozsahu rychlostí pístu v tlumičích -0.5
m/s a 0.5 m/s. Charakteristiky předních tlumičů zachovány po první fázi
ladění.
B) Vypočítání časových průběhů relativních výchylek vzduchových pružin
pro referenční 80 % naložený autobus při optimálně nastavené výšce
překážky.
C) Srovnání referenční odezvy s výsledky simulací s multibody modelem
autobusu o jiné váze při stejné výšce překážky.
D) Časové průběhy relativních výchylek vzduchových pružin zadní
nápravy byly porovnány na základě hodnot korelačních koeficientů. Oproti
ladění charakteristik tlumičů přední nápravy se zhoršuje shoda časových
průběhů relativních výchylek pružin přední nápravy.
E) Proces se opakuje, až je dosažena co nejlepší shoda korelačních
koeficientů pro časové průběhy relativních výchylek vzduchových pružin
obou náprav.
104
Časové průběhy relativních výchylek levé přední pružiny plně naloženého
plně naloženého autobusu s charakteristikami optimálně naladěnými – druhá
fáze ladění
105
Časové průběhy relativních výchylek levé zadní pružiny plně naloženého
plně naloženého autobusu s charakteristikami optimálně naladěnými – druhá
fáze ladění
106
Kromě kritéria nejlepší shody srovnávaných časových odezev bylo bráno
v úvahu i kritérium, aby optimálně naladěná rychlostní charakteristika
tlumiče autobusu o nižší hmotnosti byla situována v oblasti roztahování
(v>0) pod charakteristikou optimálně naladěné charakteristiky tlumiče
autobusu o vyšší hmotnosti a v oblasti stlačování (v<0) naopak.
Doladění charakteristik bylo dle stejného postupu provedeno s multibody
modely se zpřesněnou kinematikou zavěšení náprav.
107
Návrh charakteristik – přední náprava
108
Návrh charakteristik – zadní náprava
109
Optimální
rychlostní
charakteristiky
tlakem
vzduchu
řízených
hydraulických tlumičů pérování autobusu SOR C 10.5 byly navrženy na
základě simulací jízd po nerovném povrchu, které lze zařadit do úloh
vertikální dynamiky vozidel.
Další možností by byl návrh charakteristik na základě simulací různých
manévrů, tzv. horizontální (směrové) dynamiky vozidel. Jednou z
takových úloh je simulace náhlého předjížděcího manévru dle normy ISO
3888-1.
Rychlost autobusu při simulaci manévru byla 50 km/h.
Rychlostní charakteristiky tlumičů naladěné s využitím vertikální dynamiky
mají na dynamickou odezvu při horizontální dynamice pouze malý vliv.
Shoda dat časových řad se z pohledu hodnot korelačního koeficientu
mírně snížila, ale ve sledovaném časovém úseku přímo při předjížděcím
manévru se průběhy od sebe neliší.
110
Návrh charakteristik tlakem vzduchu řízených tlumičů -
závěr
Ověření vhodnosti navržených rychlostních charakteristik řízených
hydraulických tlumičů pérování meziměstského autobusu SOR C 10.5
může být provedeno i jinými přístupy. Například podle kritéria jízdního
pohodlí řidiče a cestujících (tj. podle extrémních hodnost zrychlení
odpružené hmoty) nebo podle kritéria „ohleduplnosti“ k vozovce (tj.
minimalizací amplitud sil mezi pneumatikami a vozovkou).
V další etapě bude provedena verifikace přesnosti multibody modelů na
základě pořízených záznamů při laboratorních zkoušek s reálným
autobusem v akreditované Dynamické zkušebně ŠKODA VÝZKUM s.r.o.
111
Cisternový návěs
112
Cisternový návěs
2003, ZVVZ – vývoj a ověřování dynamických a pevnostních
vlastností cisternových návěsů s hliníkovými tlakovými
nádobami,
provozní měření s reálným cisternovým návěsem NCG 40 a
počítačové simulace s jeho virtuálními modely měly ověřit
jízdní vlastnosti návěsu a potvrdit požadovanou dobu jeho
provozní životnosti,
na základě podmínek provozních měření byly vytvořeny v
software alaska multibody modely cisternového návěsu
NCG 40 za tahačem Scania 124L,
jízdní a směrová stabilita jízdní soupravy byla vyšetřována
při simulacích náhlého předjížděcího manévru podle
ISO 3888-1.
113
Cisternový návěs
114
Cisternový návěs
S multibody modely byly simulovány jízdní situace pro tři
možnosti provozu cisternového návěsu: prázdný návěs se
zvednutou první nápravou, prázdný návěs se spuštěnou
první nápravou a naplněný návěs (se spuštěnou první
nápravou).
Časové průběhy sil působících v prvcích vypružení náprav a
v točnici cisternového návěsu, které byly následně použity
jako vstupní data pro výpočet namáhání na MKP modelu
tlakové nádoby s podvozkovým rámem návěsu, byly
stanoveny při simulacích jízdy po zkušební trati vytvořené ze
tří normalizovaných umělých překážek, rozjezdů, brždění,
jízdy do zatáčky a najetí návěsu levými koly na obrubník.
115
Cisternový návěs
Časové průběhy podélné dynamické síly [N] v točnici naplněného návěsu
při rozjezdu (na 60 km/h) a brždění (z 60 km/h)
116
Kolejová vozidla
z oblasti kolejových vozidel – zatím vytvořeny pouze
multibody modely dvounápravového otevřeného nákladního
železničního vagonu MGR Coal Hopper HAA určené pro
simulace laboratorních zkoušek,
alaska a SIMPACK,
možné simulovat laboratorní kinematické buzení kol vagonu
ve svislém směru, které odpovídá skutečným zatěžovacím
stavům realizovaným na zkušebním stendu,
výstupem simulací a experimentálních měření jsou časové
nebo frekvenční průběhy kinematických a dynamických
veličin vypovídajících o vyšetřovaných vlastnostech vagonu.
117
Cíl a motivace
•
Měření dynamické odezvy dvounápravového nákladního železničního
vagonu typu HAA na zkušebním stendu (Footprint Eureka project)
•
Dva typy listových pružin – původní pětilistové parabolické ocelové a
dvoulistové kompozitní
•
Simulace chování železničního vagonu
na zkušebním stendu s využitím
software alaska
•
Ladění multibody modelu vagonu pro
simulace laboratorních zkoušek s cílem
následného využití multibody modelů
vagonu pro simulace jízd po železniční
trati
118
Popis vagonu MGR Coal Hopper HAA
•
Vagon byl zkoušen při čtyřech zatěžovacích stavech
•
Zatížení bylo realizováno betonovými panely
119
Pětilistová parabolická ocelová pružina
Dvoulistová kompozitní pružina
120
Charakteristiky pružin
Popis vagonu
121
Laboratorní měření na zkušebním stendu
•
Kinematické a dynamické vlastnosti vagonu byly vyšetřovány na počítačově
řízeném elektrohydraulickém zatěžovacím systému Instron Schenck
•
Základem stendu byl univerzální stavebnicový upínací a opěrný systém
Schenck 4000, přední kola vagonu byla kinematicky buzena zatěžovacími
servoválci Schenck PL 630 kN s třístupňovými ventily, zadní kola servoválci
Schenck PL 400 kN s dvoustupňovými ventily, pohyb servoválců byl řízen
čtyřkanálovým digitálním systémem Schenck S59
122
•
Kola vagonu byla umístěna na přípravcích, které zabraňovaly pohybu
vagonu v příčném a podélném směru
•
Kola byla v průběhu zkoušek odbržděna
123
Schéma umístění vagonu na zkušebním stendu a rozmístění snímačů
124
Měřené veličiny
•
Relativní výchylka mezi koly vagonu a podvozkem (DS)
•
Výchylka servoválců (DW)
•
Síly působící mezi koly a servoválci (LW)
•
Zrychlení servoválců (VAP)
•
Zrychlení na kolech těsně nad kontaktními body se servoválci (VAW)
•
Zrychlení na středu přední nápravy (VAA)
•
Zrychlení na ocelových nosnících na korbě nad všemi koly (VACH)
•
Zrychlení na ocelových nosnících na korbě na bočních stěnách (BACH)
125
„Sweep“ testy
•
Vlastní frekvence a vlastní tvary kmitů vagonu byly identifikovány při
kinematickém buzení kol širokopásmovým lineárně rozmítaným
sinusovým signálem ve svislém směru
•
Kola byla buzena zatěžovacími servoválci ve fázi („bump test“) nebo
v protifázi („roll test“)
•
Frekvence při „sweep“ testech byla v rozsazích od 0 Hz do 30 Hz
•
Během „sweep“ testů byly přední kola vagonu kinematicky buzena
servoválci sinusovým signálem s konstantní amplitudou 0.5 mm nebo 1
mm
•
Frekvence buzení servoválců byla měněna rychlostí 0.2 Hz/s
126
„Cyclic top test“ (CTT)
•
Stabilita vagonu byla vyšetřována při buzení předních kol „sweepem“
(ve fázi) ve svislém směru („cyclic top test“)
•
Budicí signál simuloval jízdu vagonu přes nerovnosti železniční trati,
resp. spojení kolejí, v typickém rozmezí mezi 6 mm a 12 mm
•
Předpokládá se, že nerovnost větší než 12 mm může způsobit
vykolejení vagonu a reálné železniční trati
•
Frekvence při CTT testech byla v rozsazích od 0.5 Hz do 7 Hz
•
CTT byly prováděny pouze na vagonu při nejnižší variantě zatížení
127
Multibody modely vagonu
Vizualizace prázdného vagonu v software alaska a kinematické schéma
128
Kolejová vozidla
129
Multibody modely vagonu
•
V multibody modelech je možné uvažovat pětilistové parabolické ocelové
nebo dvoulistové kompozitní pružiny
•
Byly vytvořeny multibody modely při všech zatěžovacích stavech
•
Multibody modely vagonu jsou schopny simulovat laboratorní zkoušky na
zkušebním stendu; modely kontaktu kolo – kolejnice nejsou použity
•
S multibody modely je možné simulovat všechna zdokumentovaná
laboratorní měření při „sweep“ a CTT testech
•
Multibody modely vagonu jsou relativně jednoduché: 10 stupňů volnosti, 9
tuhých těles a 9 kinematických vazeb
•
Data potřebná pro tvorbu multibody modelů vagonu byla převzata z
technické dokumentace nebo s využitím vlastních podpůrných počítačových
programů
130
Srovnání výsledků počítačových simulací a
experimentu
•
Poznatky vyplývající ze srovnání výsledků uvedené laboratorní zkoušky a
její počítačové simulace lze zobecnit pro všechny zatěžovací režimy:
1. K rezonančním stavům identifikovaným ze záznamů laboratorních zkoušek
dochází při vyšších frekvencích (v případě prázdného vagonu
s parabolickými pětilistovými ocelovými pružinami cca 4 Hz) než při
počítačových simulacích (v tomto případě cca 2 Hz)
2. Velikosti amplitud sledovaných veličin v rezonančních stavech naměřené při
laboratorních zkouškách jsou nižší (relativní výchylky mezi předním pravým
kolem a skříní prázdného vagonu s ocelovými pružinami cca 2 mm) než
stanovené při počítačových simulacích (tyto relativní výchylky cca 13 mm)
3. Charakter průběhu sledovaných veličin stanovených při laboratorních
zkouškách a při počítačových simulacích se příliš neliší
131
Srovnání výsledků počítačových simulací a
experimentu
•
Relativní výchylky mezi koly a skříní prázdného vagonu s pětilistovými
parabolickými ocelovými pružinami při „bump testu“ s amplitudou
vertikálních výchylek předních kol A = 1 mm (DS2 – pravé přední kolo,
DS4 – pravé zadní kolo)
Měření
Počítačová simulace
132
Problém modelu listových pružin
•
Na základě výsledků studijních výpočtů se podle předpokladu ukázal
nejproblematičtější model listových pružin:
1. Vertikální tuhostní charakteristiky listových pružin použité v multibody
modelech byly stanoveny v laboratorních podmínkách při jejich statickém
zatěžování, nikoli zatěžování dynamickém
2. Software alaska 2.3 neumožňuje, aby charakteristikou pružně tlumicího
prvku byla hysterezní křivka
3. Z konstrukčního řešení pětilistové parabolické ocelové pružiny je zřejmé, že
mezi jednotlivými listy pružiny působí při její deformaci třecí síly (velikost
těchto sil nebyla experimentálně zjišťována)
4. Laboratorně stanovené součinitele vertikálního tlumení listových pružin
zjevně neodpovídají skutečnosti (tlumení ovlivňuje velikosti amplitud
sledovaných veličin v rezonančních stavech) - literatura uvádí větší o řád
133
Problém modelu listových pružin
•
Relativní výchylky mezi koly a skříní prázdného vagonu s pětilistovými
parabolickými ocelovými pružinami při „bump testu“ s amplitudou
vertikálních výchylek předních kol A = 1 mm (DS2 – pravé přední kolo,
DS4 – pravé zadní kolo) – 10 x strmější tuhost, 70 x větší tlumení
Měření
Počítačová simulace
134
Kolejová vozidla
135
Vagon - závěr
•
Stávající multibody modely jsou prvním přiblížením virtuálních modelů
vagonu (pro vyšetřování kinematických a dynamických veličin) k
reálnému vagonu
•
Před uvažovaným rozšířením multibody modelů o model kontaktu kolo kolejnice, který umožní provádět i simulace jízd vagonu po železniční
trati, a o zpřesnění modelu dvojkolí, který bude schopen podchytit jejich
elastické vlastnosti, bude nutné se nejdříve zabývat zkvalitněním modelu
listových pružin
136
Jaderné strojírenství
spolupráce se ŠKODA JS – vyšetřování vlastností pohonů
regulačních tyčí jaderných reaktorů,
multibody modely pohonu HRK jaderného reaktoru VVER
440/V213, pohonu LKP-M/3 jaderného reaktoru VVER 1000
a multibody model regulační tyče UR-70 výzkumného
jaderného reaktoru IRT-200 v Sofii,
multibody modely především určeny pro simulace činností
pohonů v režimu pádu regulačních tyčí za klidu nebo při
seizmické události,
uvažovány možné kontakty „padajících“ těles se
sousedícími vnitřními částmi reaktoru, zohledněna
přítomnost (proudící) kapaliny.
137
138
139
140
141
sledované veličiny – doba a rychlost pádu regulačních tyčí,
časové průběhy a extrémní hodnoty kontaktních a rázových
sil mezi „padajícími“ konstrukčními částmi pohonů a
sousedícími vnitřními částmi reaktoru,
na základě výsledků simulací je zejména posuzováno
splnění požadavků na doby pádů regulačních tyčí při
seizmických událostech v lokalitách jaderných reaktorů.
142
Zdvihací zařízení – odstředivá spojka a ozubená kola,
elektromagnety.
Vliv kapaliny:
1. Vztlaková síla (Archimedův zákon).
2. Proudění – působí proti pohybu,
– odporové síly vertikální a boční.
3. Před spodní polohou hydraulický tlumič.
Kontakty a rázy:
1. Nalezení místa kontaktu
2. Vyjádření působící síly
143
Možné kontakty v horizontální rovině
Kontakty a rázy – síla vyjádřena pomocí Hertzova zákona
nebo
144
Seizmické buzení – realizováno kinematickým buzením
základu, výpočet na MKP modelu reaktoru
Absolutní zrychlení a absolutní výchylky
145
Rychlost pádu a rázová síla regulační tyče
146
nevýhoda komerčních softwarů – ne zcela optimální možnost
modelování vlivu kapaliny a rázových, kontaktních a třecích
sil,
vhodné řešení – tvorba multibody modelů nezávislých na
komerčních softwarech a jejich implementace do zvoleného
obecného výpočtového systému či programovacího jazyka.
přesnější zohlednění elastických vlastností regulačních tyčí
jejich rozdělením na více tuhých těles (Rigid Finite Element
Method) nebo implementací deformovatelných regulačních
tyčí pomocí jejich diskretizace na konečné prvky,
v rámci studijní etapy vytvořen jednoduchý model
diskretizované pružné tyče padající ve vodním prostředí při
uvažování seizmického buzení a kontaktů se stěnami kanálu.
147
Závěr
Kromě problémů zmíněných řešeny mnohé další (např.
simulace ulomení oběžné lopatky parní turbíny,
vyšetřování
jízdní
stability
kloubového
autobusu
s netlumeným kloubovým spojením, vyšetřování pasivní
bezpečnosti a jízdního pohodlí řidiče a sedících cestujících
v prostředcích hromadné dopravy atd.).
Při využití počítačových simulací k řešení konkrétních
problémů technické praxe je nutné si vždy uvědomit, že
výsledky simulací popisují pouze chování vytvořeného
virtuálního modelu, nikoliv reálného díla. Pokud reálná
konstrukce existuje, je vhodné provést experimentální
měření a na jejich základě výpočtové modely verifikovat.
148
Závěr – nejbližší cíle
silniční vozidla – využití globálních charakteristik tlumičů
místo charakteristik statických (v určitých případech při
verifikacích výsledků simulací s veličinami z experimentálních
měřeních jako nejproblematičtější prvek multibody modelů),
cisternové návěsy – model sypkých materiálů, které jsou
návěsem převáženy, zatím sypký materiál uvažován jako
tuhé těleso a jeho skutečné mechanické vlastnosti nebyly
zohledněny,
kolejová vozidla - zatím relativně málo zkušeností, nezbytné
si osvojit teorii kontaktu kolo-kolejnice a zvládnout metodiku
modelování listových pružin,
jaderné strojírenství – již uvedeno, vhodné podpořit i
experimentálními měřeními.
149