авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 7 |

«Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Нижегородский государственный технический университет им. Р.Е. ...»

-- [ Страница 2 ] --

R * – трансфор мированная внешняя нагрузка после передачи ее с колеса через направляющий аппарат и упругие элементы подвески на подрамники и далее на боковины кузова автобуса;

q – удельное сдвигающее усилие, возникающее в местах соединения ЭКП. Распределение сдвигающих усилий по краям панелей основания и крыши с достаточной для предварительного расчета точностью можно считать равномер ным ввиду наличия достаточно мощных верхнего и нижнего поясов боковин.

Рис. 2.1.15. Скручивание кузова Процесс восприятия скручивающей нагрузки при одностороннем переезде автобусом неровности происходит следующим образом: 1) разнонаправленные вертикальные усилия с подрамников подвески передаются на боковины, вызывая появление касательных усилий по всему периметру боковин;

2) от боковин каса тельные усилия передаются на все остальные элементы замкнутой системы ЭКП, как это показано на рис. 2.1.6 и рис. 2.1.15.

Формулы для определения основных расчетных величин в данном случае примут следующий вид:

R = 0,5 g min(m1, m2 ), (2.1.2) - 46 где g – ускорение свободного падения;

m1, 2 – масса, приходящаяся на переднюю и заднюю ось автобуса соответственно.

K R* = R ;

(2.1.3) L M = R* Б, (2.1.4) где М – момент относительно оси 2 (см. рис. 2.1.10), закручивающий кузов. Бо лее распространено определение скручивающего момента относительно оси (см. рис. 2.1.10), хотя на величину q это не влияет.

RKБ M q= = (2.1.5) 2 X Z 2 X Z L KБ q = = g min(m1, m2 ), (2.1.6) s1 + s 2 4 X Z L ( s1 + s 2 ) где s1, 2 – толщины верхней и нижней обшивки трехслойной панели.

На примере трехслойной панели крыши автобуса САМОТЛОР-3241 рассчи таем величины касательных напряжений, возникающих в обшивках панели при закручивании кузова максимально возможным при эксплуатации автобуса момен том. Рассматриваем панель крыши, т.к она имеет меньшую толщину обшивок по сравнению с панелью основания, т.е является более нагруженной при данном ре жиме. Рассматриваемый автобус имеет следующие характеристики:

min(m1, m2 ) = 1936 кг;

Б = 4750 мм;

K = 1722 мм;

X = 5547 мм – длина панели крыши;

L = 1406 мм – ширина панели крыши;

Z = 2100 – высота прочного корпуса автобу са;

s1 = s2 = 0,9 мм. Тогда получаем:

KБ 1722 = g min(m1, m 2 ) = 9,81 1936 = 1,32 МПа, 4 X Z L ( s1 + s 2 ) 4 5547 2100 1406 (0,9 + 0,9) где – величина касательных напряжений, действующих по краям сторон пане ли крыши автобуса.

Изгиб кузова автобуса в вертикальной плоскости на длине базы. Случай изгиба кузова в продольном направлении показан на рис. 2.1.16. Внешние для ку зова усилия (давление от веса пассажиров) изображены красными стрелками, внутренние усилия сопротивления – синими стрелками.

- 47 На рис. 2.1.16 зелеными стрелками показаны внутренние касательные усилия взаимодействия между ЭКП, вызывающие нагружение основания и крыши нор мальными напряжениями, направленными параллельно продольной оси кузова, и обеспечивающими его работу на изгиб как единого целого.

Рис. 2.1.16. Изгиб кузова на длине базы Процесс восприятия изгибающей нагрузки от веса пассажиров происходит следующим образом: 1) пассажиры создают давление на панели основания, вызы вая их изгиб в поперечном направлении;

2) панели основания передают нагрузку на боковины, создавая в них срезающие усилия, которые по закону парности ка сательных усилий создают дополнительные сжимающие усилия в обшивках пане лей основания и крыши, направленные вдоль продольной оси кузова;

3) верти кальные касательные усилия с боковин передаются на подрамники подвески, вы зывая их изгиб в поперечном направлении, и далее, через направляющий аппарат и упругие элементы подвески, на колеса.

Расчетная схема поперечного сечения автобуса, для определения величин нормальных напряжений в его основных несущих элементах при изгибе кузова на длине базы изображена на рис. 2.1.17.

- 48 Рис. 2.1.17. Расчетная схема поперечного сечения кузова На рис. 2.1.17 обозначено: H – высота прочного корпуса кузова автобуса;

H НС – высота надоконной секции боковины;

H ПС – высота подоконной секции бо ковины;

H ОК – высота оконной секции боковины;

Z В, НП, ПП, Н – вертикальная коор дината верхнего пояса, надоконного пояса, подоконного пояса и нижнего пояса боковины соответственно;

АПК,ПО – площадь поперечного сечения обшивок панели крыши и панели основания соответственно;

АВ,НП,ПП,Н – площадь поперечного се чения балок верхнего, надоконного, подоконного и нижнего поясов боковины со ответственно;

– нормальная относительная деформация элементов поперечного сечения кузова автобуса;

N – нормальное усилие в соответствующем элементе.

Согласно пункту 2.1.2, принята линейная форма эпюры нормальных относи тельных деформаций. Структура боковин принята в соответствии с рис. 2.1.16, нормальными напряжениями в стеклах боковин пренебрегаем в силу их относи тельной малости и незначительного влияния на общую изгибную жесткость кузо ва в целом. Из условия равенства нулю суммарной нормальной силы в сечении определяем положение нейтральной оси x.

N = 0 в проекции на продольную ось кузова получаем:

i N ПК 2 N В 2 N НП + 2 N ПП + 2 N Н + N ПО = 0, (2.1.7) где N i – нормальное усилие в соответствующем элементе конструкции.

N i = i Ai, (2.1.8) - 49 где i – нормальное напряжение в i-м элементе конструкции;

Ai – площадь попе речного сечения i-го элемента конструкции.

i = i Ei, (2.1.9) где i – нормальная деформация i-го элемента конструкции;

Ei – модуль упруго сти материала i-го элемента конструкции.

Для простоты дальнейших преобразований будем считать, что все рассматри ваемые силовые элементы выполнены из одного и того же материала, т.е. Ei = E.

В соответствии с линейной эпюрой относительных нормальных деформаций запишем соотношение между относительными нормальными деформациями от дельных конструктивных элементов:

( ПК = В / НП / ПП / Н = ПО ) = ( Z В / Z НП / Z ПП / Z Н ). (2.1.10) Выразим относительную деформацию всех конструктивных элементов через относительную деформацию обшивок панели крыши, тогда:

В = ;

НП = ( Z НП / Z В ) ;

ПП = ( Z ПП / Z В ) ;

Н = ( Z Н / Z В ). (2.1.11) Подставляя выражения (2.1.11) в формулу (2.1.9) и далее в (2.1.8), получаем выражения для определения нормальных усилий в отдельных конструктивных элементах:

Z НП N В = E AВ ;

N ПК = E AПК ;

N НП = E AНП ;

ZВ Z ПП Z Z N ПП = E AПП ;

N Н = Н E AН ;

N ПО = ПО E AПО. (2.1.12) ZВ ZВ ZВ Выражаем вертикальные координаты всех конструктивных элементов через вертикальную координату верхнего пояса боковины:

Z H = H Z В ;

Z HП = Z В H НС ;

Z ПП = H H ПС Z В (2.1.13) Подставляем формулы (2.1.13) в выражения (2.1.12) и далее в равенство (2.1.7). После сокращения на E и преобразования, получаем:

H H ПС Н Н Н AПК + 2 AВ + 2 АНП 1 НС = 2 AПП 1 + 2 АН Z 1 + АПО Z 1. (2.1.14) Z ZВ В В В H H ПС Н Н Н + 2 АНП НС AПК + 2 AВ + 2 АНП + 2 AПП + 2 АН + АПО = 2 AПП + 2 АН + АПО ZВ ZВ ZВ ZВ - 50 2 AПП ( H H ПС ) + 2 АН Н + АПО Н + 2 АНП Н НС ZВ =. (2.1.15) AПК + 2 AВ + 2 АНП + 2 AПП + 2 АН + АПО Записываем условие равенства момента, создаваемого нормальными усилия ми в данном сечении кузова, внешнему моменту:

M x = N ПК Z В + 2 N В Z В + 2 N НП Z НП + 2 N ПП Z ПП + 2 N Н Z Н + N ПО Z Н (2.1.16) Подставляем выражения (2.1.12) и в формулу (2.1.16), получаем:

Z2 Z2 Z Z НП M x = E ( AПК Z В + 2 AВ Z В + 2 AНП + 2 AПП ПП + 2 AН Н + AПО Н ) ;

(2.1.17) ZВ ZВ ZВ ZВ Z2 Z2 Z Z НП J K = AПК Z В + 2 AВ Z В + 2 AНП + 2 AПП ПП + 2 AН Н + AПО Н ;

(2.1.18) ZВ ZВ ZВ ZВ M x = E J K = M x /( E J K ). (2.1.19) На примере заднего свеса автобуса САМОТЛОР-3283 рассчитаем величины нормальных напряжений, возникающих в обшивках трехслойной панели крыши в результате изгиба кузова автобуса в продольном направлении. Рассматриваем трехслойную панель крыши, т.к. ее обшивки обычно тоньше, чем у панели осно вания, а также, в соответствии с рис. 2.1.17, она претерпевает большие по величи не относительные деформации.

Эпюра изгибающего момента, воздей ствующего на кузов автобуса при нагруже нии его давлением, условно равномерно распределенным по площади панелей осно вания, показана на рис. 2.1.18.

Из рис. 2.1.18 видно, что обычно вели чина наибольшего изгибающего момента возникает в районе оси автобуса, прилежа щей к большему свесу, при этом не имеет значения, какой это свес, передний или зад ний. У рассматриваемого автобуса Рис. 2.1.18. Эпюра изгибающего момента САМОТЛОР-3283 больше задний свес, по этому для него и производится расчет. Автобус САМОТЛОР-3283 имеет следую - 51 щие геометрические размеры: C = 1598 мм;

L = 1900 мм;

H ПС = 948 мм;

H ОК = 1225 мм;

H НС = 136 мм;

H = 2308 мм. Обшивки панелей основания и крыши, а также пояса боковин выполнены из малоуглеродистой стали, E = 2,1 105 МПа.

Рассчитываем величину изгибающего момента в расчетном сечении по общеизве стной формуле [74]:

M x = 0,5 q C 2 = 0,5 0,00534 1900 15982 = 13,0 10 6 Н мм, (2.1.20) где C – величина свеса (см. рис. 2.1.18);

q = p L – величина удельного усилия;

p = 0,00534 МПа – давление на панель основания (4.2.3);

L – пролет между бо ковинами.

Площади сечений отдельных конструктивных элементов равны:

AПК = 2617 мм 2 ;

AВ = 195 мм 2 ;

AНП = 845 мм 2 ;

AПП = 195 мм 2 ;

AН = 600 мм 2 ;

AПО = 4560 мм 2.

По формулам (2.1.15) и (2.1.13) определяем интересующие величины верти кальных координат:

2 195 (2308 948) + 2 600 2308 + 4560 2308 + 2 845 ZВ = = 1296 мм;

2617 + 2 195 + 2 845 + 2 195 + 2 600 + Z H = 2308 1296 = 1012 мм;

Z HП = 1296 136 = 1160 мм;

Z ПП = 2308 948 1296 = 64 мм.

Рассчитываем остальные величины, необходимые для определения искомых напряжений, по формулам (2.1.18) и (2.1.19):

1160 2 64 2 1012 2 1012 J K = 2617 1296 + 2 195 1296 + 2 845 + 2 195 + 2 600 + 4560 = 1296 1296 1296 = 10,2 10 6 мм 3 ;

= 13 10 6 /(2,1 105 10,2 10 6 ) = 0,607 10 5.

По формулам (2.1.11) и (2.1.9) определяем величину нормальных напряже ний, возникающих в обшивках панели крыши в результате изгиба кузова в про дольном направлении:

ПК = 0,607 10 5 2,1 105 = 1,28 МПа.

Сравнивая вычисленные значения напряжений, возникающих в обшивках па нелей основания и крыши автобусного кузова типа «монокок» при нагрузочных - 52 режимах торможения / бокового заноса, скручивания и изгиба в продольном на правлении, с величиной напряжений, возникающих в обшивках данных панелей при их поперечном изгибе (см. п. 4.1.2), а также с величиной предела текучести малоуглеродистой стали, из которой были изготовлены обшивки в рассмотренных примерах, можно сделать следующий важный вывод: при рассмотрении прочности трехслойных панелей основания и крыши автобусного кузова типа «монокок» основные расчетные режимы (кручение, изгиб, торможение, боковой занос кузова в целом), обще принятые для кузовов автобусов, не относящихся к данному типу, являются второстепен ными, не оказывающими решающего влияния на их прочность.

Таким образом, не затрагивая регламентированных аварийных нагрузок, можно сказать, что для кузова типа «монокок» при рассмотрении вопросов проч ности основания и крыши, выполненных в виде трехслойных панелей, главными являются местные нагрузочные ситуации. Общепринятые нагрузочные ситуации, такие как скручивание кузова или его изгиб на длине базы, отходят на второй план и при проектировании указанных панелей не учитываются.

Основываясь на приведенных положениях можно сделать некоторые прин ципиальные выводы и замечания относительно особенностей автобусного ку зова типа «монокок».

Кузов-монокок обладает повышенной прочностью и жесткостью на действие 1.

эксплуатационных нагрузок, что является характерным свойством кузовов данно го типа и основывается на свойствах ЭКП. Указанная особенность при сохране нии прочностных и жесткостных свойств кузова на необходимом уровне позволя ет более эффективно применять высокопрочные материалы и материалы низкой плотности, уменьшать толщины стенок силовых элементов, что дает возможности для снижения собственной массы несущих частей такого кузова.

Для отдельных структурных единиц кузова типа «монокок» важнейшими 2.

требованиями являются следующие:

а) максимальная сдвиговая жесткость в их условной плоскости;

б) отсутствие эффекта разрушения ЭКП.

- 53 Таким образом, кузов-монокок должен состоять из надежных ЭКП, обеспе чивающих высокое сопротивление местной потере устойчивости при действии сдвигающих нагрузок. Наиболее эффективными в смысле указанных аспектов яв ляются трехслойные панели (см. п. 2.2.3).

В ходе рассмотрения механики автобусного кузова типа «монокок» обосно 3.

ван отказ от рассмотрения таких общепринятых нагрузочных режимов как круче ние и изгиб на длине базы кузова в целом при изучении вопросов прочности трех слойных панелей основания и крыши. Основной нагрузочной ситуацией при про ектировании для них является изгиб на пролете между боковинами.

При разработке кузова типа «монокок» в некоторых случаях можно обойтись 4.

без проектировочных прочностных расчетов кузова в целом на действие эксплуа тационных нагрузок. Для этого должны выполняться следующие условия:

а) кузов спроектирован так, что он соответствует типу «монокок»;

б) кузов состоит из ЭКП, каждая из которых по отдельности рассчитана на дей ствие локальных эксплуатационных и аварийных нагрузок.

Принципиально возможно создавать кузова такого типа для автобусов раз личного назначения и вместимости из набора «стандартных» структурных единиц и трехслойных панелей (заранее рассчитанных), основываясь на модульном принципе [16]. Это может существенно сократить затраты на проектирование, сертификацию и сборку кузовов такого типа.

При этом для кузова автобуса I класса, для которого по Правилам №66 ЕЭК ООН [66] и Правилам №107 (прил. 5) ЕЭК ООН [63] не требуется обеспечения прочности и необходимой энергоемкости при опрокидывании, требования к ха рактеру соединения между отдельными структурными единицами значительно снижаются. Важно, чтобы данный вид соединения обеспечивал распределение и передачу вертикальных касательных усилий и касательных усилий вдоль сопри касающихся сторон данных структурных единиц.

Кузов типа «монокок» является рациональной с точки зрения прочности ст 5.

руктурой для современных и очень востребованных в населенных пунктах низко польных автобусов.

- 54 2.2. Расчетно-экспериментальное исследование механических свойств ЭКП Целью данного пункта является дополнительное обоснование основных по ложений и выводов п. 2.1, касающихся свойств ЭКП и автобусного кузова типа «монокок», с помощью соответствующих расчетов и экспериментов. Подтвер ждение уникальных свойств кузова типа «монокок» производится путем сравне ния с кузовом общепринятой на данный момент каркасной конструкции.

2.2.1. Масштабные соотношения Испытание масштабных макетов для проверки теоретических выводов – один из широко распространенных способов экспериментальной оценки правильности жесткостных расчетов конструкций. Это особенно актуально, если рассчитывае мая конструкция выполнена в малом числе экземпляров или достаточно дорога (например, кузов автобуса). Наиболее легко моделирование при помощи макета производится для конструкций, все составные части которых выполнены из одно го материала. При этом важно обосновать основные параметры макета, что и де лается в данном пункте для конструкции в виде трехслойной панели автобусного кузова [15]. Однако полученные соотношения будут справедливы для любой ку зовной конструкции, работающей в области линейного поведения материала, т.е.

в области упругих деформаций. В табл. 2.2.1 приведены обозначения основных параметров исходной конструкции в виде трехслойной панели с ребристым сред ним слоем и соответствующего ей макета.

Таблица 2.2.1.

Основные параметры исходной конструкции и макета (см. рис. 3.1.1 и 4.4.1) Параметр Исходная конструкция Макет E м = М у Eк Модуль упругости I рода (2.2.1) Eк Lм = М л Lк (2.2.2) Пролет Lк hм = М л hк (2.2.3) Высота панели hк sм = М л sк Толщина обшивки / ребра (2.2.4) sк Fм = М н Fк Нагрузка (сила) (2.2.5) Fк bм = М л bк Ширина панели / ее части (2.2.6) bк - 55 В табл. 2.2.1 обозначено: М у – масштаб упругих характеристик, устанавлива ет соотношение между модулями упругости материалов реальной конструкции и макета;

М л – масштаб линейных размеров;

М н – масштаб нагрузки (силы), уста навливает соотношение между силами, которые прикладываются при испытании к реальной конструкции и к макету;

индекс «к» обозначает принадлежность ре альной конструкции;

индекс «м» обозначает принадлежность макету.

Далее рассматриваются жесткостные характеристики исходной конструкции и макета при различных присущих для несущей трехслойной панели автобусного кузова нагрузочных ситуациях.

Изгиб на пролете между боковинами. В табл. 2.2.2 рассматриваются мо менты инерции поперечного сечения и прогибы симметричной 3-слойной панели и ее макета. В табл. 2.2.2 обозначено (см. рис. 4.2.1 и 4.4.1): J – момент инерции сечения панели (учитываются только обшивки);

k – постоянный коэффициент, зависящий от распределения нагрузки и закрепления;

– максимальная дефор мация при одинаковом распределении нагрузки для исходной панели и макета.

Таблица 2.2.2.

Жесткостные характеристики исходной панели и макета при изгибе (см. п. 4.4.1 и 4.6) Исходная конструкция Макет J м = 0,5 s м h bм = J к М л J к = 0,5 s к hк2 bк 2 (2.2.7) (2.2.8) м к = ( Fк L ) /(k E к J к ) м = ( Fм L ) /(k E м J м ) 3 (2.2.9) (2.2.10) к м Тогда можно записать следующее соотношение:

м ( Fм L3 ) /(k Eм J м ) Fм L3 Eк J к М н М 3 Мн Мд = = = 3 = = л м м, (2.2.11) к ( Fк Lк ) /(k Eк J к ) Fк Lк Eм J м М у М л М у М л 3 где М д – масштаб деформации, устанавливает соотношение между деформацией реальной конструкции и макета при испытании.

Прогиб верхней обшивки панели. В табл. 2.2.3 рассматриваются моменты инерции и прогибы верхней обшивки панели и ее макета. При этом рассматри ваемая ширина обшивки равняется пролету между боковинами. В табл. 2.2.3 обо значено (см. рис. 4.2.3): J – момент инерции сечения обшивки;

t – шаг между ребрами среднего слоя.

- 56 Таблица 2.2.3.

Жесткостные характеристики исходной обшивки и макета при изгибе [78] Исходная конструкция Макет J м = Lм s / 12 = J к М л J к = Lк s / 12 3 (2.2.12) (2.2.13) м к к = ( Fк t ) /(k E к J к ) м = ( Fм t ) /(k E м J м ) 3 (2.2.14) (2.2.15) к м Тогда:

м ( Fм t м ) /(k E м J м ) Мн Мд = = =, что идентично соотношению (2.2.11).

к ( Fк t к ) /(k E к J к ) М у М л Растяжение (сжатие) обшивки или ребра среднего слоя. В табл. 2.2.4 рас сматриваются площади поперечного сечения и перемещения обшивки или ребра среднего слоя панели и ее макета при одноосном растяжении (сжатии). В табл. 2.2.4 обозначено: A – площадь сечения обшивки или ребра среднего слоя.

Таблица 2.2.4.

Жесткостные характеристики исходной обшивки и макета при растяжении [78] Исходная конструкция Макет Aм = bм s м = Aк М л Aк = bк s к (2.2.16) (2.2.17) к = ( Fк Lк ) /( E к Aк ) м = ( Fм Lм ) /( E м Aм ) (2.2.18) (2.2.19) Тогда:

м ( Fм Lм ) /( E м Aм ) Fм Lм E к Aк Мн Мд = = = =, что идентично (2.2.11).

к ( Fк Lк ) /( E к Aк ) Fк Lк E м Aм М у М л Сдвиг ребра среднего слоя. В табл. 2.2.5 рассматриваются площади попе речного сечения и перемещения ребра среднего слоя панели и ее макета при сдви ге. В табл. 2.2.5 обозначено: G – модуль упругости II рода;

k – постоянный коэф фициент, зависящий от формы сечения.

Таблица 2.2.5.

Жесткостные характеристики ребра среднего слоя и макета при сдвиге [78] Исходная конструкция Макет Aм = bм s м = Aк М л Aк = bк s к (2.2.20) (2.2.21) к = ( Fк Lк ) /(k Gк Aк ) м = ( Fм Lм ) /(k Gм Aм ) (2.2.22) (2.2.23) - 57 Тогда:

м ( Fм Lм ) /(k Gм Aм ) Fм Lм Gк Aк М н Gк Мд = = = =. (2.2.24) к ( Fк Lк ) /(k Gк Aк ) Fк Lк Gм Aм М л Gм С учетом того, что E = 2 G (1 + µ) [34], выражение (2.2.24) можно переписать:

м М н Eк 1 + µ м 1 + µм Мн Мд = = =, (2.2.25) к М л Eм 1 + µ к М у М л 1 + µ к где µ – коэффициент Пуассона материала. При µ м = µ к соотношение (2.2.25) ста новится идентичным (2.2.11).

Из приведенных зависимостей можно сделать следующие выводы.

В случаях, когда интерес представляют режимы чистого изгиба и растяжения 1.

(сжатия) конструкций рассмотренного типа, макетирование может быть легко осуществлено путем масштабирования всех геометрических размеров конст рукции на некоторый постоянный коэффициент, масштабирования нагрузки с сохранением характера ее распределения и замены материала исходной кон струкции на материал макета. При этом линейные деформации макета будут отражать линейные деформации реальной конструкции с постоянным коэф фициентом, который можно вычислить по формуле (2.2.11).

Для нагрузочного режима сдвига зависимость для масштаба линейных де 2.

формаций отличается от прочих нагрузочных режимов за исключением слу чая, когда µ м = µ к.

При µ м = µ к механическое поведение макета может быть полностью подобно поведе 3.

нию реальной конструкции в области упругих деформаций макета и данной конструк ции.

В случае достаточной малости перемещений от сдвига по сравнению с пере 4.

мещениями от изгиба можно пренебречь отличием формул (2.2.11) и (2.2.25).

Данное условие справедливо для трехслойных панелей, у которых модуль упругости материала среднего слоя сравним по своей величине с модулями упругости материалов обшивок и пролет между боковинами больше или ра вен 10-ти высотам панели.

- 58 В табл. 2.2.6 приводится расширенный список масштабных соотношений, ко торые могут применяться при макетировании автобусных кузовных конструкций.

При этом подразумевается µ м = µ к.

Таблица 2.2.6.

Базовые и производные масштабные соотношения Описание Формула Базовые соотношения М л = Lм / Lк (2.2.26) Масштаб линейных размеров М н = Fм / Fк Масштаб нагрузки (силы) (2.2.27) М у = Eм / E к (2.2.28) Масштаб упругих характеристик М п = м / к (2.2.29) Масштаб плотности Производные соотношения М д = м / к = М н /(М л М у ) см. (2.2.11) Масштаб линейной деформации М уд = м / к = ( м /Lм )/( к /Lк ) = М д /М л = (2.2.30) Масштаб угловой деформации = М н /(М 2 М у ) л М м = М м / М к = ( м Vм ) /( к Vк ) = М п М 3 (2.2.31) Масштаб массы л М нм = Tм / Tк = ( Fм Lм ) /( Fк Lк ) = М н М л Масштаб нагрузки (момента) (2.2.32) М дав = p м / p к = ( Fм / S м ) /( Fк / S к ) = М н / М (2.2.33) Масштаб давления л М лж = С м / С к = ( Fм / м ) /( Fк / к ) = М н / М д = (2.2.34) Масштаб жесткости линейной = Му Мл М кж = С м / С к = (Tм / м ) /(Tк / к ) = М нм / М уд = (2.2.35) Масштаб жесткости крутильной = М н М л /(М н /(М 2 М у )) = М у М л л В табл. 2.2.6 обозначено: здесь и далее в п. 2.2 индекс «к» обозначает при надлежность реальной конструкции, индекс «м» обозначает принадлежность ма кету;

L – линейный размер;

F – сила;

E – модуль упругости I рода;

– плот ность;

– линейная деформация;

– угловая деформация;

М – масса;

V – объем;

T – крутящий момент;

S – площадь;

C – жесткость.

Базовые соотношения выбираются при планировании макета, производные соотношения получаются на основе базовых. Базовые масштабные соотношения М у и М п определяются выбором материала макета и материалом реальной конст рукции. Масштабные соотношения М л и М н в общем случае могут назначаться произвольно, однако существуют два предпочтительных варианта.

- 59 Вариант 1. Линейные деформации макета равняются линейным деформаци ям реальной конструкции, т.е. М д = 1. Для этого в соответствии с (2.2.11):

М н = М у М л, М уд = 1 / М л. (2.2.36) Вариант 2. Угловые деформации макета равняются угловым деформациям реальной конструкции, т.е. М уд = 1. Для этого в соответствии с (2.2.30):

Мн = М у М2, Мд = Мл. (2.2.37) л Наиболее предпочтительным является вариант 2, т.к. в этом случае деформирован ная форма макета будет подобна деформированной форме реальной конструкции. Меха ническое поведение макета будет полностью подобно поведению реальной конструкции в зоне упругих деформаций, включая такие эффекты, как потеря устойчивости.

Таким образом, единственным базовым масштабным соотношением, относи тельно которого есть некоторая свобода выбора, является М л. Однако при маке тировании тонкостенной кузовной конструкции на него накладывается следую щее технологическое ограничение:

М л = sм / s к, min min (2.2.38) min где sм – минимальная технологически допустимая толщина листа материала ма кета;

sкmin – минимальная толщина листа (стенки) макетируемой конструкции.

2.2.2. Анализ применимости выбранных сортов технической бумаги для макетирования конструкций из малоуглеродистой стали В данном пункте рассматривается возможность использования выбранных сортов технической бумаги (бумага: s = 0,1 мм, ватман: s = 0,24 мм) для макети рования автобусных кузовных конструкций из малоуглеродистой стали (см.

прил. Б). Анализируются экспериментально определенные величины механиче ских характеристик (см. табл. Б.5).

- 60 Таблица 2.2.7.

Анализ основных масштабных соотношений для применяемых материалов Сталь 08пс, 10пс [11] Характеристики Бумага Ватман Среднее Формула E, ГПа 203 2,21 2,59 2,40 G, ГПа 78,7 0,850 0,990 0,920 µ 0,290 0,300 0,308 0,304, кг/м3 7846 783 843 813 M E = E Ст / E - 0,0109 0,0128 0,0118 см. (2.2.28) M G = GСт / G - 0,0108 0,0126 0,0117 см. (2.2.28) M EG = (M E + M G ) / 2 - 0,0108 0,0127 0,0118 (2.2.39) M п = Ст / - 0,0998 0,1074 0,1036 см. (2.2.29) M E M G / M EG, % - 0,8 1,4 1,1 (2.2.40) M E M Ср / M Ср, % - 7,4 8,5 0,6 (2.2.41) EG EG M G M Ср / M Ср, % - 8,1 7,0 0,6 (2.2.42) EG EG M E M Ср / M Ср, % - 7,9 7,9 - (2.2.43) E E MG MG / MG, % Ср Ср - 7,6 7,6 - (2.2.44) M п M Ср / M Ср, % - 3,7 3,7 - (2.2.45) п п В табл. 2.2.7 колонка «Среднее» соответствует усредненным характеристи кам бумаги и ватмана;

индекс «Ст» означает принадлежность стали;

верхний ин декс «Ср» означает принадлежность колонке «Среднее».

Согласно [5] основные механические характеристики малоуглеродистой ста ли, которая в настоящее время широко используется для изготовления автобус ных несущих конструкций, принимают значения внутри следующих диапазонов:

E = 200...210 ГПа;

G = 77...81 ГПа;

µ = 0,28...0,31. Сравнивая приведенные значения с данными табл. Б.5, легко заметить близость величин коэффициентов Пуассона ( µ ). Данная особенность при использовании выбранных сортов технической бумаги для макетирования позволяет обеспечить выполнение вывода 3 п._2.2.1, т.е. µ м = µ к. Таким образом, выбранные сорта технической бумаги наилучшим образом подходят для макети рования автобусной несущей конструкции из малоуглеродистой стали.

В табл. 2.2.7 величины M E, M G и M EG фактически представляют собой мас штаб М у (см. п. 2.2.1). Использование M E подразумевается в том случае, если ос новные деформации конструкции при нагружении обусловлены линейными де - 61 формациями материала;

M G – угловыми деформациями материала;

M EG – попыт ка усреднения между первыми двумя вариантами, которая обеспечивает наи меньшую погрешность при смешанных деформациях. Значения из колонки «Бу мага» («Ватман») используются, когда основным материалом макета является бу мага (ватман). Значения из колонки «Среднее» предпочтительно использовать, когда в макете объемная доля бумаги и ватмана примерно одинакова.

В табл. 2.2.7 также приведены величины, характеризующие отклонения мас штаба М у при использовании усредненных величин механических характеристик (соотношения (2.2.40) – (2.2.45)). Как видно из приведенных данных, указанные отклонения не превышают 10%, что говорит об удовлетворительном механиче ском соответствии макета реальной конструкции при совместном использовании в макете бумаги и ватмана.

Величины масштабных соотношений для двух вариантов макетирования (см.

п. 2.2.1), основанные на М у = M E, приведены в табл. 2.2.8.

Таблица 2.2.8.

Масштабные соотношения для применяемых материалов Вариант 1 Вариант Масштаб Формула бумага ватман среднее бумага ватман среднее Мл 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 см. (2.2.26) Му 0,0109 0,0128 0,0118 0,0109 0,0128 0,0118 см. (2.2.28) 1,089E-03 1,276E-03 1,182E-03 1,089E-04 1,276E-04 1,182E-04 см. (2.2.27) Мн Мд 1 1 1 0,1 0,1 0,1 см. (2.2.11) М уд 10 10 10 1 1 1 см. (2.2.30) 0,0998 0,1074 0,1036 0,0998 0,1074 0,1036 см. (2.2.29) Mп 9,980E-05 1,074E-04 1,036E-04 9,980E-05 1,074E-04 1,036E-04 см. (2.2.31) Мм 1,089E-04 1,276E-04 1,182E-04 1,089E-05 1,276E-05 1,182E-05 см. (2.2.32) М нм М дав 0,1089 0,1276 0,1182 0,0109 0,0128 0,0118 см. (2.2.33) М лж 1,089E-03 1,276E-03 1,182E-03 1,089E-03 1,276E-03 1,182E-03 см. (2.2.34) 1,089E-05 1,276E-05 1,182E-05 1,089E-05 1,276E-05 1,182E-05 см. (2.2.35) М кж В табл. 2.2.8 принято М у = M E (см. табл. 2.2.7), т.к. основными нагрузочными режимами для отдельных силовых элементов автобусной кузовной конструкции являются: изгиб для кузова общепринятой на данный момент каркасной конст - 62 рукции;

растяжение (сжатие) для кузова типа монокок. Таким образом, преобла дают линейные деформации материала. Сдвиговые деформации обшивок трех слойных панелей основания и крыши кузова типа монокок на режиме скручива ния кузова считаем малыми по сравнению с линейными деформациями стоек бо ковин (подтверждается сравнением величин действующих в них напряжений при приблизительно одинаковых линейных размерах, см. п. 2.3.6).

Масштаб линейных размеров выбирается в соответствии с технологическим ограничением, описываемым формулой (2.2.38): sм = 0,1 мм – толщина листа бу min маги;

sкmin = 1 _мм – минимальная толщина стенки силового элемента реальной конструкции (запланированной к рассмотрению).

2.2.3. Расчетно-экспериментальное исследование жесткостных свойств основных структурных единиц автобусного кузова В п. 2.1 было дано определение ЭКП и общее описание ее свойств. В данном пункте производится сравнительный анализ жесткостных свойств различных структурных единиц автобусного кузова с целью установления их соответствия признакам ЭКП, а также для более подробного раскрытия свойств ЭКП и основ ных отличий от не ЭКП. Определение жесткости структурных единиц (кузовных секций) производится экспериментальным (испытания масштабных макетов) и расчетным (расчет конечно-элементных моделей) методами.

2.2.3.1. Балочная рама На рис. 2.2.1 изображен пример кузова автобуса общепринятой на данный момент каркасной конструкции. Черным пунктирным прямоугольником выделена структурная единица в виде балочной рамы, соответствующая двум оконным проемам в боковине. Стекла в указанном случае подразумеваются установленны ми на резиновый уплотнительный профиль и при рассмотрении несущей конст рукции не учитываются. Таким образом, на данном этапе исследования выделяем из всей конструкции кузова указанную балочную раму.

- 63 Рис. 2.2.1. Структурная единица в виде балочной рамы Материал силовых элементов рамы: малоуглеродистая сталь, например Сталь_10пс ГОСТ 1050-88. Габаритные размеры рамы и размеры поперечного се чения балочных силовых элементов назначаем конструктивно по опыту проекти рования автобусных кузовных конструкций как некие примерные размеры рас пространенных на данный момент кузовов: оконный проем 850 850 мм;

сечение оконной стойки 50 50 2,4 мм.

Расчетно-экспериментальное исследование указанной балочной рамы в рам ках данной работы состоит из двух частей:

экспериментальная часть: испытание масштабного макета на действие сдви 1) гающей нагрузки;

расчетная часть: расчет эквивалентной конечно-элементной модели макета, 2) определение жесткостных свойств рамы, сравнение результатов расчета с экспериментальными данными.

Экспериментальная часть.

Экспериментальное исследование масштабного макета в данном случае не обходимо для подтверждения правильности предложенной методики макетирова ния и для подтверждения достоверности результатов последующего конечно элементного моделирования.

На рис. 2.2.2 показана CAD-модель макета балочной рамы, рассматриваемой в настоящем расчетно-экспериментальном исследовании. На рис. 2.2.3 показана - 64 схема закрепления и нагружения макета при испытании, а также измерения де формации;

обозначено: F – нагрузка. Схема макета с указанными на ней основ ными размерами приведена на рис. В.1 (см. прил. В).

Рис. 2.2.2. CAD-модель макета балочной Рис. 2.2.3. Схема закрепления и рамы нагружения макета при испытании В качестве материала макета был использован ватман (см. п._2.2.2). Величи ны масштабов, используемых при макетировании, приведены в табл. 2.2.8 (колон ка «ватман», вариант 2). Фотография изготовленного макета приведена на рис. В.2. Фотография испытательного приспособления приведена на рис. В.3.

Статическое нагружение макета производилось путем ступенчатого прило жения весовой нагрузки, для измерения которой использовались электронные ве сы с диапазоном измерения 0–5 кгс и ценой деления 1 гс. Для измерения дефор мации использовался индикатор часовой ИЧ 0–10 мм ГОСТ 577-68 с ценой деле ния 0,01 мм. Результаты экспериментального определения жесткости макета ба лочной рамы приведены в табл._2.2.9. Протокол испытаний приведен в табл. В.1.

Таблица 2.2.9.

Результаты экспериментального определения жесткости макета балочной рамы Кол. Среднее, Среднеквадратичное Погрешность Погрешность отн., % замеров гс/мм отклонение, гс/мм абс., гс/мм 3 160 6,17 30 - 65 Измеренная масса макета составила 3,50 г. Для измерения использовались механические весы маятникового типа с минимальной массой гири 10 мг. Теоре тическая масса макета, рассчитанная на основании объема (по CAD-модели) и плотности материала (см. табл. Б.2), составила 3,45 г. Отличие между теоретиче ской и измеренной величинами составляет 1,4%, что говорит о незначительном влиянии клея, использованного при сборке макета.

Расчетная часть.

Конечно-элементная модель (КЭМ) макета балочной рамы показана на рис._2.2.4. Основные характеристики КЭМ приведены в табл. 2.2.10.

а) б) Рис. 2.2.4. КЭ-модель макета балочной рамы:

а) общий вид;

б) фрагмент Таблица 2.2.10.

Основные характеристики КЭМ Тип КЭ Кол. узлов Кол. КЭ КТИТЭ* S8R 40504 11080 *КТИТЭ – Количество точек интегрирования по толщине элемента Закрепление и нагружение КЭМ производилось в соответствии с рис. 2.2.3.

График деформирования конструкции показан на рис. 2.2.5(а), указаны как рас четные, так и экспериментальные данные. Деформированная форма конструкции показана на рис. 2.2.5(б), для наглядности использован увеличенный масштаб де формаций.

- 66 а) б) Рис. 2.2.5. Результат расчета КЭМ:

а) график деформирования;

б) деформированная форма: U – перемещение, мм Расчет КЭМ производился в нелинейной постановке, учитывающей геомет рическую изменяемость конструкции в процессе деформирования. Деформиро ванное состояние материала рассматривалось в упругой зоне.

На рис. 2.2.5(а) треугольники отображают экспериментальные замеры;

ок ружности – расчетные точки. Сравнение результатов расчета КЭМ и эксперимен тальных замеров производится в табл. 2.2.11.

Таблица 2.2.11.

Сравнение результатов расчета КЭМ и эксперимента Макс. нагрузка, гс Перемещение ИТ, мм Жесткость макета, гс/мм Отличие, % (расчет КЭМ) (расчет КЭМ) расчет КЭМ эксперимент 200 1,16 172 160 В табл. 2.2.11 обозначено: ИТ – измерительная точка.

Как видно из приведенных данных, совпадение результатов расчета КЭМ и экспери ментальных замеров удовлетворительное, что подтверждает достоверность результатов расчета и жизнеспособность предложенной методики макетирования.

- 67 2.2.3.2. Балочная рама, подкрепленная оболочкой На рис. 2.2.6 изображены два примера кузова автобуса общепринятой на дан ный момент каркасной конструкции (взгляд изнутри кузова). Черным пунктир ным прямоугольником выделена структурная единица в виде балочной рамы, подкрепленной оболочкой. Это может быть секция крыши или боковины в зави симости от наличия раскосов в каркасе кузова. Таким образом, на данном этапе исследования выделяем из всей конструкции кузова указанную балочную раму, подкрепленную несущей оболочкой.

б) а) Рис. 2.2.6. Структурная единица в виде балочной рамы, подкрепленной несущей оболочкой:

а) подоконная секция боковины;

б) секция крыши Материал силовых элементов рамы и оболочки: малоуглеродистая сталь, на пример Сталь_10пс ГОСТ 1050-88. Габаритные размеры рамы ( 2100 950 мм) и размеры поперечного сечения балочных силовых элементов ( 50 50 2,4 мм) такие же, как в п. 2.2.3.1. Толщина обшивки 1 мм. Крепление обшивки к раме осущест вляется по периметру обшивки. Исходя из принятых размеров рамы и способа крепления обшивки, рассматриваемая секция более подходит для боковины, не жели для крыши. Тем не менее, описываемые в данном пункте результаты с опре деленными коррективами могут быть отнесены и к секции крыши.

- 68 Расчетно-экспериментальное исследование указанной структурной единицы в рамках данной работы состоит из следующих частей:

экспериментальная часть: испытание масштабного макета на действие сдви 1) гающей нагрузки;

расчетная часть:

2) расчет эквивалентной КЭМ макета, определение жесткостных свойств рассматриваемой структурной единицы, сравнение результатов расчета с экспериментальными данными;

исследование влияния ряда модификаций формы обшивки на жесткость рассматриваемой структурной единицы.

Экспериментальная часть.

Экспериментальное исследование масштабного макета, как и в п. 2.2.3.1, не обходимо для подтверждения правильности предложенной методики макетирова ния и для подтверждения достоверности результатов КЭ-моделирования.

На рис. 2.2.7 показана CAD-модель макета подкрепленной обшивкой балоч ной рамы, рассматриваемой в данном расчетно-экспериментальном исследовании.

Фотография изготовленного макета, показана на рис. В.4. Схема макета с указан ными на ней основными размерами приведена на рис. В.5.

В качестве материала макета балок рамы был использован ватман, для оболочки была использована бумага (см. п._2.2.2). Величины масштабных соотношений, используемых при макетировании, приведены в табл. 2.2.8 (ко лонка «среднее», вариант 2). Фотография ис пытательного приспособления приведена на рис. В.6.

Рис. 2.2.7. CAD-модель макета Закрепление и нагружение макета, а также подкрепленной балочной рамы измерение результирующего перемещения из мерительной точки (ИТ) производилось в соответствии со схемой, показанной на рис. 2.2.3.

- 69 Статическое нагружение макета производилось путем ступенчатого прило жения весовой нагрузки, для измерения которой использовались электронные ве сы с диапазоном измерения 0–5 кгс и ценой деления 1 гс. Для измерения дефор мации использовался индикатор часовой ИЧ 0–10 мм ГОСТ 577-68 с ценой деле ния 0,01 мм.

Ряд макетов подкрепленной рамы был испытан на действие сдвигающей на грузки. Протоколы испытаний приведены в табл. В.2 и табл. В.3. В результате были получены экспериментальные кривые F (сила-перемещение) упругого деформирования рассматриваемой структурной единицы. Все указанные кривые имеют схожий вид. Пример такой кривой показан на рис. 2.2.8, там же приведена схематизация экспериментальной кривой в виде кусочно-линейной функции.

Рис. 2.2.8. Схематизация экспериментальной кривой:

окружности – эксп. замеры;

красные отрезки прямой - схематизация Экспериментальную кривую деформирования подкрепленной рамы можно условно разделить на два линейных участка, которым соответствуют жесткости k и k 2, k1 k 2. Указанный перегиб (перелом) на кривой деформирования обусловлен появлением волн на обшивке, т.е. ее поперечной релаксацией (локальной потерей устойчивости). Точке А, соответствующей перелому схематизированной кривой, было дано название «точка разрушения ЭКП», т.к. данная точка соответствует резкой потере жесткости структурной единицей. Таким образом, экспериментальным путем было подтверждено существование явления «разрушения ЭКП», описанного в п. 2.1.1, - 70 и, как следствие, существование «надежных» и «ненадежных» ЭКП, определение которым также было дано в п. 2.1.1.

Результаты экспериментального определения жесткостей k1 и k 2 макета под крепленной балочной рамы приведены в табл._2.2.12.

Таблица 2.2.12.

Результаты экспериментального определения жесткостей k1 и k 2 макета подкрепленной балочной рамы Кол. Среднее, Среднеквадратичное Погрешность Погрешность Коэф. k1 / k отн., % замеров гс/мм отклонение, гс/мм абс., гс/мм 10200 396 1000 k 11 4, 2300 70,5 300 k Результаты экспериментального определения усилия, соответствующего точ ке разрушения ЭКП ( FА ), приведены в табл. 2.2.13.

Таблица 2.2.13.

Результаты экспериментального определения усилия, соответствующего точке разрушения ЭКП Серия Табл. Кол. Среднее, Среднекв. Погрешность Погрешность Диапазон, отн., % исп. прилож. замеров гс откл., гс абс., гс гс 1 5 240 8,29 30 9 [232;

276] В. 2 6 80 6,36 17 20 [64;

103] В. Существенное отличие в величине FА для различных серий макетов может быть объяснено сильной чувствительностью к наличию изначальных геометриче ских отклонений обшивки, таких как общее отклонение толщины обшивки, мест ная вариация толщины, волнистость. Можно отметить, что для критического уси лия потери устойчивости свойственна высокая чувствительность к подобным геометрическим несовершенствам конструкции [44], а в основе явления разруше ния ЭКП лежит именно локальная потеря устойчивости обшивкой.

Измеренная масса макета составила 4,90 г. Для измерения использовались механические весы маятникового типа с минимальной массой гири 10 мг. Теоре тическая масса макета, рассчитанная на основании объема (по CAD-модели) и плотности материала (см. табл. Б.2), составила 4,75 г. Отличие между теоретиче - 71 ской и измеренной величинами составляет 3,2%, что говорит о сравнительно ма лом влиянии клея, использованного при сборке макета.

Расчетная часть.

Основная конечно-элементная модель (КЭМ) макета балочной рамы, подкре пленной обшивкой, показана на рис._2.2.9. Основные характеристики использо ванных КЭМ приведены в табл. 2.2.14.

а) б) Рис. 2.2.9. КЭМ макета балочной рамы, подкрепленной обшивкой:

а) общий вид;

б) фрагмент Таблица 2.2.14.

Основные характеристики использованных КЭМ № Тип КЭ Кол. узлов Кол. КЭ КТИТЭ* 1 S4 20579 20376 2 S4 48275 48072 3 S8R 61533 20376 4 S4 20139 20376 5 S4 15767 16168 *КТИТЭ – Количество точек интегрирования по толщине элемента КЭМ №1, №2 и №3 отображены на рис. 2.2.9(а). КЭМ №2 отличается от КЭМ_№1 увеличенной вдвое плотностью КЭ-сетки на обшивке. Переход от круп ной сетки к мелкой можно увидеть на рис. 2.2.9(б). КЭМ №2 и №3 необходимы для оценки сходимости решения в зависимости от точности пространственной дискретизации конструкции.

- 72 КЭМ №4 и №5 моделируют ситуацию, когда на обшивке изначально имеет место некоторое геометрическое несовершенство: вогнутость и волнистость соот ветственно. КЭМ №4 и №5 отображены на рис. 2.2.10.

а) б) Рис. 2.2.10. КЭМ, имеющие изначальное геометрическое несовершенство обшивки:

а) КЭМ №4 – вогнутость обшивки;

б) КЭМ №5 – гофрированная обшивка На рис. 2.2.10(а) показана рама, подкрепленная выгнутой обшивкой (КЭМ №4). На обшивке имеются две вогнутости пирамидальной формы, центральные части которых совпадают с геометрическими центрами отдельных секций рамы.

На рис._2.2.10(б) показана рама, подкрепленная гофрированной обшивкой (КЭМ №5). Направление гофр на обшивке перпендикулярно направлению волн, возни кающих в результате поперечной релаксации обшивки под нагрузкой. Такое рас положение подразумевает наибольшую сопротивляемость локальной потере ус тойчивости. Максимальная величина отклонения от плоскости (для макета) со ставляет 0,5 мм в обоих случаях.

Закрепление и нагружение КЭМ, а также измерение перемещения ИТ, произ водилось в соответствии с рис. 2.2.3. Расчет КЭМ производился в линейной и не линейной постановке. Нелинейная постановка учитывала геометрическую изме няемость конструкции в процессе деформирования. Деформированное состояние материала рассматривалось в упругой зоне. Деформированная форма конструк ции показана на рис. 2.2.11.

- 73 а) б) в) г) д) Рис. 2.2.11. Деформированная форма конструкции (КЭМ №1):

а) эксперимент;

б) U1, линейный расчет;

в) U2, линейный расчет;

г) U1, нелинейный расчет;

д) U2, нелинейный расчет;

U1, U2 – перемещение вдоль осей X и Y соответственно, мм - 74 Как видно из рис. 2.2.11, линейный расчет не отображает локальной потери устойчивости обшивкой. Нелинейный расчет, напротив, дает деформированную форму конструкции, хорошо согласующуюся с экспериментальным результатом. Сравнивая рис._2.2.11(а) и 2.2.11(д), можно отметить хорошее совпадение в количестве и расположении волн, возникающих на обшивке при ее поперечной релаксации: две главных волны, развернутые примерно под 45° к оси X. Таким образом, линейный расчет не отображает возникновение эффекта разрушения ЭКП. Линейный расчет дает правильный результат только для начальной стадии деформирования, т.е. при F FA.

Кривые деформирования конструкции приведены на рис. 2.2.12. Отражены результаты линейного и нелинейного расчета КЭМ №1 и нелинейных расчетов КЭМ №2 и №3.

Рис. 2.2.12. Кривые деформирования макета (перемещение ИТ) Как видно из приведенных данных, нелинейный расчет четко отображает по терю жесткости в результате эффекта разрушения ЭКП. Результаты нелинейного расчета для КЭМ №1, №2 и №3 практически совпадают, что говорит о том, что сеточная сходимость решения достигнута.

На рис. 2.2.13 показаны поля касательных и эквивалентных напряжений (по энергетической гипотезе), полученные для КЭМ №1 в результате линейного и не линейного расчета. Приведенные поля представляют собой огибающую макси мальных по абсолютному значению величин напряжений по всем точкам интег рирования по толщине элемента.

- 75 а) б) в) г) Рис. 2.2.13. Поля напряжений (КЭМ №1):

а), б) линейный расчет;

в), г) нелинейный расчет;

S12 – касательные напряжения, МПа;

S, Mises – эквивалентные напряжения, МПа Как видно из рис. 2.2.13, эффект разрушения ЭКП приводит к значительному перераспределению напряжений в раме, подкрепленной несущей обшивкой. Упо мянутое перераспределение хорошо отображается в результатах нелинейного рас чета при сравнении их с результатами линейного расчета, который, в свою оче - 76 редь, дает правильный результат только на начальной стадии деформирования, т.е. при F FA.

Однако линейный расчет дает величину «инженерного» касательного напря жения, действующего в обшивке. Величина данного напряжения на стадии проек тирования конструкции для плоской обшивки может быть получена по следую щей формуле:

= F / AСР = F /( L t ), (2.2.46) где – касательное напряжение в обшивке;

F – сдвигающее усилие;

AСР – пло щадь среза (сдвига);

L – длина обшивки;

t – толщина обшивки.

Для рассматриваемого случая (см. рис. В.5 и рис. 2.2.12):

м = F /( L t ) = (600 10 3 9,81) /(180 0,1) = 0,327 МПа.

Индекс «м» показывает принадлежность к макету. Сравнивая полученное значение со средней величиной касательного напряжения в обшивке на рис._2.2.13(а): ~0,33 МПа, получаем хорошую сходимость результатов.

Величина касательного напряжения в обшивке, при которой происходит раз рушение ЭКП, может быть получена из следующего соотношения (см.

табл._2.2.13), основывающегося на линейности расчета:

м = м ( FA / F ) = 0,327 (80 / 600) = 0,0436 МПа.

А (2.2.47) Переходя от макета к реальной конструкции (см. табл. 2.2.8: в. 2, среднее):

к = м / М дав = 0,0436 / 0,0118 = 3,69 МПа;

А А (2.2.48) FАк = FА / М н = (80 10 3 ) /(1,182 10 4 ) = 677 кгс = 6,64 кН, где индекс «к» означает принадлежность к реальной конструкции.

Полученное значение (3,69 МПа) критического касательного напряжения, при котором происходит разрушение ЭКП, относится к плоской стальной обшив ке толщиной 1_мм и размерами в плане 1800х900 мм.

По формулам (Г.7) и (Г.8) рассчитываем величину критического касательного напряжения для обшивки тех же размеров с защемленными краями (см. прил. Г):

k = 8 + 5 (b / a ) 2 = 8 + 5 (1800 / 900) 2 = 28 ;

(см. Г.8) E s2 КР = k 2 = 28 2,03 10 = 7,02 МПа.

(см. Г.7) 900 b - 77 Вводим дополнительный коэффициент граничных условий, учитывающий влияние рамы:

k A = к / КР = 3,69 / 7,02 = 0,526.

А (2.2.49) Тогда величину касательных напряжений, при которых происходит разруше ние ЭКП для балочной рамы, подкрепленной обшивкой, можно приблизительно определять по следующей зависимости:

s = kА k E А (2.2.50) к b Обозначения указаны в пояснении к формуле (Г.7).


Данная зависимость совместно с зависимостью (Г.8) позволяет производить приблизительную оценку касательного напряжения, при котором происходит раз рушение ЭКП, для обшивок других размеров и из других материалов. В качестве примера рассмотрим плоскую алюминиевую ( E = 70 ГПа [5]) обшивку секции крыши толщиной 0,8 мм и размерами в плане 900х350 мм:

k = 8 + 5 (b / a ) 2 = 8 + 5 (900 / 350) 2 = 41,1 ;

(см. Г.8) s2 0,8 = k А k E 2 = 0,526 41,1 7 10 = 7,91 МПа.

А (см. 2.2.50) к 350 b На рис. 2.2.14 приведены кривые деформирования, полученные при нелиней ных расчетах КЭМ №4 и №5 (модели с начальными геометрическими несовер шенствами обшивки). Для сравнения на этой же диаграмме приведены результаты линейного и нелинейного расчета КЭМ №1 и некоторые экспериментальные кри вые. Результаты расчетного определения жесткостей конструкции и усилия, соот ветствующего точке разрушения ЭКП, приведены в табл. 2.2.15.

Таблица 2.2.15.

Результаты нелинейных расчетов КЭМ k1, гс/мм k 2, гс/мм FA, гс КЭМ № k1 / k 1, 2, 3 9730 4880 1,99 4 5550 4100 1,35 5 4790 1250 3,83 - 78 Рис. 2.2.14. Кривые деформирования макета (перемещение ИТ) Исходя из данных рис. 2.2.14 и табл. 2.2.15, можно отметить, что выпуклость или волнистость (гофрированность) обшивки снижают жесткость подкрепленной рамы как на первом ( F FA ), так и на втором ( F FA ) этапе деформирования по сравнению с рамой, подкрепленной плоской обшивкой. Наличие волнистости (гофрированности) обшивки в направлении, перпендикулярном к направлению образования волн при потере устойчивости, увеличивает значение FA по сравне нию с плоской обшивкой, наличие выпуклости обшивки уменьшает значение FA.

Данные результаты хорошо согласуются с механизмами поперечной релаксации, описанными в п. 2.1.1.

Сравнение расчетных и экспериментальных кривых деформирования показы вает хорошее совпадение отдельных экспериментов с результатами расчета одной из рассмотренных КЭМ. Сравнение значений основных параметров, полученных расчетным и экспериментальным методами, производится в табл. 2.2.16.

Таблица 2.2.16.

Сравнение результатов расчета КЭМ и эксперимента Отличие КЭМ 1- КЭМ 1-3 КЭМ 4- Параметр Эксперимент от эксп., % k1, гс/мм 10200 9730 [4790;

5550] k 2, гс/мм 2300 4880 [1250;

4100] FA, гс [64;

276] 117 [52;

144] - 79 Совпадение результатов расчетов КЭМ и экспериментальных замеров в це лом удовлетворительное: имеет место перекрытие диапазонов полученных значе ний. Подсчеты отклонений экспериментальных значений от расчетных для вели чин k 2 и FA не проводились в силу высокой чувствительности данных характери стик к возможным отличиям реальной конструкции от идеализированной расчет ной модели.

На основании расчетно-экспериментального исследования макета рамы, под крепленной оболочкой, можно сделать следующие выводы:

подтверждено существование эффекта разрушения ЭКП, описанного в 1) п._2.1.1, и, следовательно, разделения ЭКП на надежные и ненадежные;

подтверждено отрицательное влияние выгнутости обшивки на надежность 2) ЭКП в виде рамы, подкрепленной тонкой оболочкой;

при КЭ-расчетах кузовных конструкций, включающих ненадежные ЭКП 3) (пример: рама, подкрепленная тонкой оболочкой), необходимо производить расчет в нелинейной постановке, т.е. с учетом геометрической изменяемости конструкции в процессе деформирования;

удовлетворительное соответствие результатов расчетов и экспериментальных 4) данных подтверждает достоверность указанных результатов и жизнеспособ ность предложенной методики макетирования.

2.2.3.3. Стержневая ферма На рис. 2.2.15 изображен пример кузова автобуса общепринятой на данный момент каркасной конструкции. Черным пунктирным прямоугольником выделена структурная единица в виде стержневой фермы, соответствующая двум подокон ным секциям в боковине. Таким образом, на данном этапе исследования выделяем из всей конструкции кузова указанную стержневую ферму.

- 80 Рис. 2.2.15. Структурная единица в виде стержневой фермы Материал силовых элементов фермы: малоуглеродистая сталь, например Сталь_10пс ГОСТ 1050-88. Габаритные размеры рассматриваемой секции ( 2100 950 мм) такие же, как в п. 2.2.3.1. Размеры поперечного сечения отдельных силовых элементов: 50 50 1 мм.

Расчетно-экспериментальное исследование указанной стержневой фермы в рамках данной работы состоит из двух частей:

экспериментальная часть: испытание масштабного макета на действие сдви 1) гающей нагрузки;

расчетная часть: расчет эквивалентной КЭМ макета, определение жесткост 2) ных свойств фермы, сравнение результатов с экспериментальными данными.

Экспериментальная часть.

Экспериментальное исследование масштабного макета в данном случае не обходимо для подтверждения правильности предложенной методики макетирова ния и для подтверждения достоверности результатов конечно-элементного моде лирования.

На рис. 2.2.16 показана CAD-модель макета стержневой фермы, рассматри ваемой в настоящем расчетно-экспериментальном исследовании. На рис. 2.2. показана схема закрепления и нагружения макета при испытании, а также измере ния деформации;

обозначено: F – нагрузка. Схема макета с указанными на ней основными размерами приведена на рис. В.7.

- 81 Рис. 2.2.16. CAD-модель макета Рис. 2.2.17. Схема закрепления и стержневой фермы нагружения макета при испытании В качестве материала макета были использованы: бумага для стержней, ват ман для косынок (см. п._2.2.2). Величины масштабных соотношений, используе мых при макетировании, приведены в табл. 2.2.8 (колонка «бумага», вариант 2), т.к. в данном случае жесткость конструкции в основном определяется стержне выми силовыми элементами. Фотография изготовленного макета приведена на рис. В.8. Фотография испытательного приспособления приведена на рис. В.9.

Статическое нагружение макета производилось путем ступенчатого прило жения весовой нагрузки, для измерения которой использовались электронные ве сы с диапазоном измерения 0–5 кгс и ценой деления 1 гс. Для измерения дефор мации использовался индикатор часовой ИЧ 0–10 мм ГОСТ 577-68 с ценой деле ния 0,01 мм. Результаты экспериментального определения жесткости макета стержневой фермы приведены в табл._2.2.17. Протокол испытаний приведен в табл. В.4.

Таблица 2.2.17.

Результаты экспериментального определения жесткости макета стержневой фермы Кол. Среднее, Среднеквадратичное Погрешность Погрешность отн., % замеров гс/мм отклонение, гс/мм абс., гс/мм 4 5200 109 400 - 82 Измеренная масса макета составила 2,42 г. Для измерения использовались механические весы маятникового типа с минимальной массой гири 10 мг. Теоре тическая масса макета, рассчитанная на основании объема (по CAD-модели) и плотности материала (см. табл. Б.2), составила 2,29 г. Отличие между теоретиче ской и измеренной величинами составляет 5,7%, что говорит о незначительном влиянии клея, использованного при сборке макета.

Расчетная часть.

Конечно-элементная модель (КЭМ) макета балочной рамы показана на рис._2.2.18. Основные характеристики КЭМ приведены в табл. 2.2.18.

а) б) Рис. 2.2.18. КЭ-модель макета стержневой фермы:

а) общий вид;

б) фрагмент Таблица 2.2.18.

Основные характеристики КЭМ Тип КЭ Кол. узлов Кол. КЭ КТИТЭ* S4 13465 13548 *КТИТЭ – Количество точек интегрирования по толщине элемента Закрепление и нагружение КЭМ производилось в соответствии с рис. 2.2.17.

График деформирования конструкции показан на рис. 2.2.19(а), указаны как рас четные, так и экспериментальные данные. Деформированная форма конструкции показана на рис. 2.2.19(б), для наглядности использован увеличенный масштаб деформаций.

- 83 б) а) Рис. 2.2.19. Результат расчета КЭМ:

а) график деформирования;

б) деформированная форма: U – перемещение, мм Расчет КЭМ производился в нелинейной постановке, учитывающей геомет рическую изменяемость конструкции в процессе деформирования. Деформиро ванное состояние материала рассматривалось в упругой зоне.

На рис. 2.2.19(а) треугольники отображают экспериментальные замеры;

ок ружности – расчетные точки. Сравнение результатов расчета КЭМ и эксперимен тальных замеров производится в табл. 2.2.19.

Таблица 2.2.19.

Сравнение результатов расчета КЭМ и эксперимента Макс. нагрузка, гс Перемещение ИТ, мм Жесткость макета, гс/мм Отличие, % (расчет КЭМ) (расчет КЭМ) расчет КЭМ эксперимент 600 0,116 5186 5200 0, В табл. 2.2.19 обозначено: ИТ – измерительная точка.

Как видно из приведенных данных, совпадение результатов расчета КЭМ и экспери ментальных замеров удовлетворительное, что подтверждает достоверность результатов расчета и жизнеспособность предложенной методики макетирования.

- 84 2.2.3.4. Трехслойная панель На рис. 2.2.20 изображен специально разработанный автором кузов автобуса типа «монокок» (взгляд изнутри кузова). Черными пунктирными прямоугольни ками выделены структурные единицы в виде трехслойных панелей, являющиеся секциями основания и крыши соответственно. На данном этапе исследования вы деляем из всей конструкции кузова секцию в виде трехслойной панели крыши.

Конструктивные особенности указанного кузова типа «монокок» в целом будут более подробно описаны в соответствующем разделе (см. п. 2.4).

Рис. 2.2.20. Структурная единица в виде трехслойной панели Рассматривается трехслойная панель с «ребристым» средним слоем (см.

п. 4.1). Материал отдельных силовых элементов трехслойной панели: малоугле родистая сталь, например 10пс ГОСТ 1050-88. Габаритные размеры секции ( 1900 950 мм) такие же, как размеры основных частей секций (без крепежных вы ступов), рассмотренных в п._2.2.3.1–2.2.3.3.

Расчетно-экспериментальное исследование указанной трехслойной панели в рамках данной работы состоит из двух частей:

экспериментальная часть: испытание масштабного макета на действие сдви 1) гающей нагрузки;


- 85 расчетная часть: расчет эквивалентной КЭМ макета, определение жесткост 2) ных свойств трехслойной панели, сравнение результатов с эксперименталь ными данными.

Экспериментальная часть.

Экспериментальное исследование масштабного макета в данном случае не обходимо для подтверждения правильности предложенной методики макетирова ния и для подтверждения достоверности результатов КЭ-моделирования.

На рис. 2.2.21 показана CAD-модель макета трехслойной панели, рассматри ваемой в настоящем расчетно-экспериментальном исследовании. Для раскрытия внутреннего устройства панели верхняя обшивка и верхний граничный профиль показаны прозрачными. На рис. 2.2.22 показана схема закрепления и нагружения макета при испытании, а также измерения деформации;

обозначено: F – нагрузка.

Пунктиром показаны технологические конструктивные элементы, предназначен ные для закрепления макета на стенде и для установки измерительного прибора.

Схема макета с указанными на ней основными размерами приведена на рис. В.10.

Рис. 2.2.21. CAD-модель макета Рис. 2.2.22. Схема закрепления и трехслойной панели нагружения макета при испытании В качестве материала макета была использована бумага (см. п._2.2.2). Вели чины масштабных соотношений, используемых при макетировании, приведены в - 86 табл. 2.2.8 (колонка «бумага», вариант 2). Фотография изготовленного макета приведена на рис. В.11 (макет в сборе с технологическими частями). Фотография испытательного приспособления приведена на рис. В.12.

Статическое нагружение макета производилось путем ступенчатого прило жения весовой нагрузки, для измерения которой использовались электронные ве сы с диапазоном измерения 0–5 кгс и ценой деления 1 гс. Для измерения дефор мации использовался индикатор часовой ИЧ 0–10 мм ГОСТ 577-68 с ценой деле ния 0,01 мм.

Результаты экспериментального определения жесткости макета трехслойной панели приведены в табл._2.2.20. Протокол испытаний приведен в табл. В.5.

Таблица 2.2.20.

Результаты экспериментального определения жесткости макета трехслойной панели Кол. Среднее, Среднеквадратичное Погрешность Погрешность отн., % замеров гс/мм отклонение, гс/мм абс., гс/мм 6 13000 1010 3000 Измеренная масса макета составила 5,07 г. Для измерения использовались механические весы маятникового типа с минимальной массой гири 10 мг. Теоре тическая масса макета, рассчитанная на основании объема (по CAD-модели) и плотности материала (см. табл. Б.2), составила 4,96 г. Отличие между теоретиче ской и измеренной величинами составляет 2,2%, что говорит о незначительном влиянии клея, использованного при сборке макета.

Расчетная часть.

Конечно-элементная модель (КЭМ) макета трехслойной панели показана на рис._2.2.23. Основные характеристики КЭМ приведены в табл. 2.2.21.

Таблица 2.2.21.

Основные характеристики КЭМ Тип КЭ Кол. узлов Кол. КЭ КТИТЭ* S4 31056 32640 *КТИТЭ – Количество точек интегрирования по толщине элемента - 87 а) б) Рис. 2.2.23. КЭ-модель макета трехслойной панели:

а) общий вид;

б) фрагмент На рис. 2.2.23 часть КЭМ показана прозрачной для раскрытия ее внутренней структуры, сечение закрашено красным.

Расчет КЭМ производился как в линейной, так и нелинейной постановке, учитывающей геометрическую изменяемость конструкции в процессе деформи рования. Деформированное состояние материала рассматривалось в упругой зоне.

Закрепление и нагружение КЭМ производилось в соответствии с рис. 2.2.22.

Деформированная форма конструкции показана на рис. 2.2.24, для наглядности использован увеличенный масштаб деформаций. График деформирования конст рукции показан на рис. 2.2.25, указаны как расчетные, так и экспериментальные данные. На рис. 2.2.25 треугольники отображают экспериментальные замеры;

ок ружности – расчетные точки.

- 88 а) б) Рис. 2.2.24. Деформированная форма конструкции:

а) линейный расчет;

б) нелинейный расчет;

U – перемещение, мм Рис. 2.2.25. График деформирования конструкции Из рис. 2.2.24 видно, что на конечном этапе нагружения нелинейный расчет выявляет локальную поперечную релаксацию обшивок трехслойной панели. Дан ный факт подтверждается также при рассмотрении рис. 2.2.25: на конечном этапе нагружения (2 последние расчетные точки) кривые деформирования, полученные в результате линейного и нелинейного расчетов, немного расходятся.

- 89 Таким образом, для трехслойной панели с ребристым средним слоем также может наблюдаться эффект разрушения ЭКП. Нелинейный расчет КЭМ в рас сматриваемом случае зафиксировал начало данного процесса при максимальной нагрузке ( FAм = 900 гс). Переходя от макета к реальной конструкции (см.

табл._2.2.8):

FAк = FAм / М н = (900 10 3 ) /(1,089 10 4 ) = 8264 кгс = 81,1 кН, (2.2.51) где индекс «м» означает принадлежность макету, «к» – реальной конструкции.

Сравнивая полученное значение с величиной критической нагрузки для ра мы, подкрепленной оболочкой, рассмотренной в п. 2.2.3.2 (см. соотношения 2.2.48), получаем следующее:

FАк / FАк = 81,1 / 6,64 = 12, панель рама (2.2.52) Нагрузка, при которой явление разрушения ЭКП возникает для трехслойной панели, многократно выше, чем для рамы, подкрепленной тонкостенной оболоч кой. Данный факт указывает на высокую надежность ЭКП в виде трехслойной панели с ребристым средним слоем.

Сравнение результатов нелинейного расчета КЭМ и экспериментальных за меров производится в табл. 2.2.22.

Таблица 2.2.22.

Сравнение результатов нелинейного расчета КЭМ и эксперимента Макс. нагрузка, гс Перемещение ИТ, мм Жесткость макета, гс/мм Отличие, % (расчет КЭМ) (расчет КЭМ) расчет КЭМ эксперимент 6,31·10- 900 14300 13000 9% В табл. 2.2.22 обозначено: ИТ – измерительная точка.

Как видно из приведенных данных, совпадение результатов расчета КЭМ и экспери ментальных замеров удовлетворительное, что подтверждает достоверность результатов расчета и жизнеспособность предложенной методики макетирования.

- 90 2.2.4 Критерий ЭКП В табл. 2.2.23 сведена итоговая информация по жесткостным свойствам ма кетов структурных единиц, рассмотренных в п. 2.2.3.1–2.2.3.4. Переход от маке тов к соответствующим реальным конструкциям осуществляется в табл. 2.2.24.

Таблица 2.2.23.

Жесткости макетов секций под действием сдвигающей нагрузки Масса, г Жесткость, гс/мм Масштаб М лж 10 М м 10 эксп. КЭМ эксп. КЭМ 3,50 3,45 160 172 1,074 1, Рама Рама с обш. ( k1 ) 4,90 4,75 10200 9730 1,036 1, Рама с обш. ( k 2 ) 4,90 4,75 2300 4880 1,036 1, 2,42 2,29 5200 5186 0,998 1, Ферма 5,07 4,96 13000 14300 0,998 1, Панель Таблица 2.2.24.

Жесткости секций под действием сдвигающей нагрузки Масса, кг Жесткость, кН/мм Уд. жесткость, кН/(мм·кг) эксп. КЭМ эксп. КЭМ эксп. КЭМ 32,6 32,1 1,23 1,32 0,038 0, Рама Рама с обш. ( k1 ) 47,3 45,8 84,7 80,8 1,790 1, Рама с обш. ( k 2 ) 47,3 45,8 19,1 40,5 0,404 0, 24,2 22,9 46,8 46,7 1,930 2, Ферма 50,8 49,7 117 129 2,310 2, Панель Сравнительная характеристика рассматриваемых структурных единиц (ку зовных секций) в виде величин относительных жесткостей (за базу для сравнения взята рама, см. п. 2.2.3.1) приведена в табл. 2.2.25. Более наглядно приведенные данные представлены в виде диаграмм на рис. 2.2.26 и рис. 2.2.27.

Таблица 2.2.25.

Относительные жесткости секций Отн. жесткость Отн. удельная жесткость эксп. КЭМ эксп. КЭМ 1 1 1 Рама Рама с обш. ( k1 ) 69 67 47 Рама с обш. ( k 2 ) 16 31 11 38 35 51 Ферма 95 97 61 Панель - 91 Рис. 2.2.26. Сдвиговые жесткости секций, кН/мм Рис. 2.2.27. Удельные сдвиговые жесткости секций, кН/(мм*кг) Из данных, приведенных в табл. 2.2.25 и на рис. 2.2.26, четко видно, что сдви говая жесткость рассмотренных структурных единиц отличается в десятки раз.

То же самое можно наблюдать и для величины удельной сдвиговой жесткости (см. рис._2.2.27), которая по своей сути отражает жесткостную эффективность ку зовной конструкции. Это подтверждает реальное разделение секций автобусного кузова - 92 на ЭКП и не ЭКП, а также наличие существенных различий между ними. Причины дан ных отличий были подробно описаны в п. 2.1.

Еще один вывод, который можно сделать из рис. 2.2.27: из всех рассмотренных конструкций трехслойная панель является наиболее эффективной в смысле сдвиговой же сткости на единицу собственной массы, самой эффективной ЭКП.

По определению ЭКП (см. п. 2.1) к таковым в рассматриваемом случае мож но отнести секции в виде трехслойной панели, фермы и рамы, подкрепленной оболочкой. Для последней это справедливо только на первом участке деформиро вания, т.е. до достижения точки разрушения ЭКП (см. п. 2.2.3.2). Из рис. 2.2.27 и табл. 2.2.24 видно, что указанные структурные единицы имеют удельную сдвиго вую жесткость приблизительно на одном уровне. Исходя из данной особенности, можно сформулировать количественный критерий соответствия структурной единицы автобусного кузова ЭКП:

C уд 1,7 кН/(мм·кг) (2.2.53) где C уд – удельная жесткость структурной единицы под сдвигающей нагрузкой.

Соотношение (2.2.53) справедливо для секций высотой ~950 мм, изготовлен ных из малоуглеродистой стали. Для того чтобы распространить полученный экс периментальным путем критерий на секции других размеров и из других мате риалов, рассмотрим ЭКП в виде плоской пластинки, подвергнутой чистому сдви гу (см. рис. 2.2.28).

Fb = b, = / G, = F /(t a ) = (2.2.54) t G a где a, b, t – длина, высота и толщина пластинки соответственно;

, – деформация линейная и угловая соответственно;

F – сдвигающее усилие;

G – модуль упругости II рода материала.

F G, m = a b t C уд = C уд = (2.2.55) m b где m – масса пластинки;

– плотность материа Рис. 2.2.28. Пластинка под действием чистого сдвига ла пластинки.

- 93 Рассмотрим аналогично нагруженную пластинку других размеров ( b1 ) и из другого материала ( G1, 1 ). Тогда отношение их удельных жесткостей запишется в виде следующей зависимости:

2 G b b C уд = 1 = KЖ (2.2.56) G 1 b1 b C уд где K Ж – коэффициент эффективности материала по жесткости (см. п. 3.3).

Тогда, с учетом (2.2.53), можно записать расширенный количественный критерий соответствия структурной единицы автобусного кузова ЭКП:

1,7 K Ж кН/(мм·кг) = C П (2.2.57) C уд b где C П – пороговое значение удельной сдвиговой жесткости;

b, мм – высота сек ции, т.е. размер перпендикулярный действию сдвигающей нагрузки;

K Ж рас считывается относительно малоуглеродистой стали.

Для секций типа трехслойной панели или рамы, подкрепленной оболочкой, в которых основная доля жесткости создается обшивками, работающими на сдвиг, K Ж рассчитывается для сдвиговой нагрузки (см. п. 3.3.2). Для секций типа стерж невой фермы, в которой нагрузка передается за счет растяжения (сжатия) стерж ней, K Ж рассчитывается для растягивающей (сжимающей) нагрузки (см. п. 3.3.1).

Следует отметить, что предложенный критерий носит ориентировочный ха рактер. Точное заключение о соответствии той или иной секции автобусного ку зова ЭКП можно дать только в результате детального рассмотрения механики прочностной работы данной секции, основываясь на определении ЭКП, приве денном в п. 2.1.

- 94 2.3. Расчетно-экспериментальное исследование прочностных и жесткостных свойств автобусного кузова типа «монокок»

В данном пункте проводится сравнительный анализ двух прототипов кузовов автобусов I класса в соответствии с Правилами № 107 ЕЭК ООН [63], которые были специально разработаны автором для настоящей работы;

один из прототи пов выполнен по традиционной каркасной схеме, а другой – как кузов типа «мо нокок» с основанием и крышей в виде трехслойных панелей. Сравнительный ана лиз данных конструкций основывается на результатах расчетов соответствующих подробных конечно-элементных моделей и результатах испытаний жесткостных масштабных макетов указанных кузовов.

2.3.1. Характеристики рассматриваемых кузовов Внешний вид рассматриваемых кузовов показан на рис. 2.3.1 и рис. 2.3.3, ос новные размеры приведены на рис. 2.3.2 и рис. 2.2.4.

б) а) Рис. 2.3.1. Прототип автобуса с кузовом типа «монокок»:

а) внешний вид спереди-справа;

б) вид спереди салона Следует оговорить, что на данном этапе не ставилось задачи обеспечить пол ное соответствие рассматриваемых прототипов требованиям Правил № 107 ЕЭК ООН в части, касающейся планировки салона, т.к. данное исследование является только одним из первых шагов на пути разработки и внедрения автобусных кузо вов типа «монокок». Основной уклон делался в сторону сравнительного анализа - 95 прочности и жесткости рассматриваемых прототипов. Для облегчения анализа ре зультатов при сравнении характеристик кузовов им была задана максимально схо жая компоновка при наличии у каждого всех характерных функциональных эле ментов автобусного кузова (оконные и дверные проемы, колесные ниши и т.п.).

Рис. 2.3.2. Основные размеры автобуса с кузовом типа «монокок»

Компоновка рассматриваемых прототипов в основном соответствует компо новке таких современных образцов автобусной техники как EvoBus Cito и Neoplan Electro (см. рис. 2.3.5). Схожим по своей сути также является Hybrid Concept (2007 г.) от Scania. Особенностью перечисленных автобусов является гибридная силовая установка;

концепт от Scania также предусматривает модульность конст рукции. Указанные особенности обуславливают выбранную планировку и разве совку по осям 50х50.

б) а) Рис. 2.3.3. Прототипа автобуса с кузовом традиционной каркасной конструкции:

а) внешний вид спереди-справа;

б) вид спереди салона - 96 Следует отметить, что в данном случае несущие системы кузовов специально рассматриваются без вклеенных несущих стекол. Стекла не включаются в несу щую систему в силу следующих причин:

показать возможность создания кузова типа «монокок» без несущего остек 1) ления;

стекла являются хрупкими, следовательно, в ходе эксплуатации достаточно 2) велик риск их повреждения, поэтому кузов должен быть способен восприни мать эксплуатационные нагрузки и без стекол;

автор видит значительный потенциал экономии собственного веса конструк 3) ции кузова от замены стекла на поликарбонат, который в случае вклеивания не обеспечивает аварийный выход через оконный проем, т.к. не может быть легко разбит, и поэтому должен устанавливаться на резиновый уплотнитель ный профиль, а в этом случае он практически не участвует в восприятии ку зовом эксплуатационных нагрузок.

Рис. 2.3.4. Основные размеры автобуса традиционной каркасной конструкции Показанная на рис. 2.3.1 инновационная структура боковин и передка кузова типа «монокок» является оригинальной разработкой автора. Из сравнения разме ров, приведенных на рис. 2.3.2 и рис. 2.3.4 можно заключить, что при таком строении кузов типа монокок будет немного выше кузова традиционной каркас ной конструкции (в рассматриваемом случае на 345 мм).

- 97 б) а) Рис. 2.3.5. Автобусы схожей компоновки:

а) EvoBus Cito;

б) Neoplan Electro Основные весовые характеристики исследуемых прототипов кузовов приве дены в табл. 2.3.1.

Таблица 2.3.1.

Весовые характеристики кузовов Кузов Параметр Комментарий «монокок» традиционной (МК) конструкции (ТК) Расчетная полная масса 14000 14000 взято с аналогов такой же длины автобуса, кг Масса несущей системы 2772 2674 по CAD-моделям кузова, кг МК: панель 1/1/1, h3110, t70, 90, каркас: труба 110х50х2,4;

1008 Основание ТК: каркас: труба 150х50х2,4, 50х50х2,4, настил: лист s2, МК: панель 1/1/1, h330, t60, 90;

748 263 ТК: каркас: труба 50х30х1, Крыша Масса*, кг обшивка: лист s 275 Правая боковина МК: каркас: труба 50х50х1, косынки s2,4, 288 Левая боковина обшивка: лист s1;

84 Передок ТК: каркас: труба 50х50х2,4, косынки s2,4, 56 Задняя стенка обшивка: лист s Стенка моторного 90 отделения 224 225 лист s2, Колесные ниши *Материал: Сталь 10пс ГОСТ 16523-97: E = 203 ГПа, µ =0,29, = 7846 кг/м3, Т = 207 МПа.

В табл. 2.3.1 и далее кузов типа «монокок» обозначается «МК», кузов тради ционной конструкции – «ТК» или «ОК» (обычной конструкции).

- 98 Из таблицы видно, что собственные массы рассматриваемых несущих конст рукций достаточно близки (отличие 3,5%), поэтому можно сказать, что сравнение производится при одинаковой массе.

Следует отметить, что данные прототипы кузовов проектировались таким образом, чтобы можно было относительно легко изготовить их масштабные жест костные макеты из доступного материала (см. п. 2.2.2). По этой причине для си ловых элементов использовались только две толщины стенки: 1 мм и 2,4 мм, и только один материал – малоуглеродистая сталь. Для кузова традиционной конст рукции фанерный настил пола был заменен стальным листом приблизительно эк вивалентным по своей массе, имея ввиду, что в ходе запланированных испытаний он не будет подвергаться локальным поперечным нагрузкам высокой интенсивно сти. Такая замена является вынужденной, обусловленной ограничениями приме няемой технологии макетирования.

При анализе информации, приведенной в табл. 2.3.1, возникает уместный во прос: почему масса несущей системы кузова типа «монокок» в данном случае выше, чем масса несущей системы традиционной конструкции, хотя именно кузов типа «монокок» позиционируется в работе как имеющий высокий потенциал для снижения собственной массы. При этом перевес достигается за счет основания и крыши, выполненных в виде трехслойных панелей. Этому есть объяснение: трех слойные панели дают значительный выигрыш в собственной массе по сравнению с каркасной конструкцией (см. п. 2.3.8) только в случае их оптимизации по мате риалам основных частей и геометрическим параметрам. Неоптимизированная трехслойная панель или панель, оптимизация которой была сильно ограничена по выбору материалов и толщин силовых элементов, может даже уступать по собст венной массе каркасной конструкции. В рассматриваемом случае это наиболее сильно проявляется для трехслойной панели крыши. Таким образом, в рассматри ваемом прототипе кузова типа «монокок» трехслойные панели основания и кры ши сильно переутяжелены из-за ограничений, накладываемых необходимостью макетирования. Если убрать данные ограничения (т.е. рассматривать практиче - 99 скую конструкцию), соотношения собственных масс для основания и крыши бу дут примерно такими же, как показано в п. 2.3.8 и п. 2.5.1.

2.3.2. Характеристики масштабных макетов Для экспериментального подтверждения приводимых теоретических поло жений, результатов расчетов и валидации конечно-элементных моделей были ис пользованы жесткостные масштабные макеты рассматриваемых кузовных конст рукций. Внешний вид данных макетов приведен на рис. 2.3.6 и рис. 2.3.7. Прин ципы построения подобных макетов описаны в п. 2.2.1. Для изготовления макетов были применены материалы, правомерность использования которых обоснована в п. 2.2.2 (техническая бумага двух толщин).

б) а) Рис. 2.3.6. Жесткостной масштабный макет кузова типа «монокок»:

а) внешний вид спереди-слева;

б) вид спереди салона а) б) Рис. 2.3.7. Жесткостной масштабный макет кузова традиционной конструкции:

а) внешний вид спереди-слева;

б) вид спереди салона - 100 Величины масштабов, использованные при построении, испытаниях и анали зе данных макетов приведены в табл. 2.3.2. Зависимости, по которым указанные значения были получены, приведены в табл. 2.2.6.

Таблица 2.3.2.

Использованные величины масштабных соотношений Масштабное соотношение МК ТК Комментарий Базовые соотношения 0,1 0, Масштаб линейных размеров Масштаб нагрузки (силы) 1,089E-04 1,276E- МК: бумага;

1,089E-02 1,276E- Масштаб упругих характеристик ТК: ватман МК: среднее;



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 7 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

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