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 |   ...   | 4 | 5 || 7 |

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

-- [ Страница 6 ] --

Глобальные перемещения панели будем обозначать верхним индексом (1) в скобках, локальные перемещения панели будем обозначать верхним индексом (2) в скобках. Перемещение, вызываемое изгибающим моментом (нормальными на пряжениями), будем обозначать нижним индексом M. Перемещение, вызываемое сдвигающим усилием (касательными напряжениями), будем обозначать нижним индексом Q.

4.6.1. Глобальные перемещения от нормальных напряжений Расчетная схема, используе мая для определения глобальных перемещений, вызванных дейст вием нормальных напряжений при изгибе панели, изображена на рис. 4.6.1. При дальнейших расчетах изгибной жесткостью ребер пренебрегаем в силу ее от носительной малости.

Ось z проходит через ней тральный слой панели (см.

Рис. 4.6.1. Расчетная схема деформации участка п. 4.4.1). По определению ней- панели при чистом изгибе трального слоя можно записать:

dz = d. (4.6.1) - 262 В соответствии с гипотезой о прямых нормалях, записываем выражения для определения относительных деформаций обшивок и полок ребер среднего слоя.

( + h1 ) d dz h1 ( + (h1 e1 )) d dz h1 e (1) = = ;

(31) = = ;

dz dz ( h2 ) d dz ( (h2 e2 )) d dz h e h ( 2) = = 2 ;

(32 ) = = 2 2. (4.6.2) dz dz В соответствии с формулой (3.2.9), записываем:

(1) = (1) E1* ;

( 2 ) = ( 2) E2 ;

( 31) = ( 31) E3 ;

( 32) = ( 32) E3.

* * * (4.6.3) Записываем выражение для изгибающего момента в расчете на единицу ши рины панели:

M X = 1 s1 h1 + c31 31 s31 (h1 e1 ) + 2 s2 h2 + c32 32 s32 (h2 e2 ). (4.6.4) С учетом (4.6.3) и (4.2.2) получаем:

{ } MX = E1* s1 h12 + c31 E3 s31 (h1 e1 ) 2 + E2 s2 h2 + c32 E3 s32 (h2 e2 ) * * 2 * MX M =* = X;

(4.6.5) {E1 s1 h1 + c31 E3 s31 (h1 e1 ) + E2 s2 h2 + c32 E3 s32 (h2 e2 ) } J П 2 * 2 * 2 * J П = E1* s1 h12 + c 31 E 3 s31 (h1 e1 ) 2 + E 2 s 2 h2 + c 32 E 3 s 32 (h2 e2 ) 2, * * 2 * (4.6.5’) где J П – изгибная жесткость панели.

По формуле Мора [78] записываем выражение для определения перемещения панели под действием изгибных нормальных напряжений:

M MX MX (M) = dz = X dz, (4.6.6) JП L L где (M) – глобальное перемещение от изгибной нагрузки;

M X – изгибающий мо мент от единичной нагрузки.

Расчетная схема для определения глобального изгибного перемещения пане ли в средней части пролета между боковинами изображена на рис. 4.6.2. Величи ну данного перемещения определяем методом Верещагина [78].

- 263 2 L q L 1 M L 2 kP M L (M) = { + } J П 4 12 2 2 2 2 3 2 1 q L4 M L2 k P M L (M) = { + }. (4.6.6’) J П 384 12 С учетом выражения (4.2.1) получаем:

q L4 k 1 1 1 = { + P } (1) 384 96 1 + k P 192 1 + k P M JП q L4 5 kP p L4 5 kP = = (1), (4.6.6’’) 384 J П 1 + kP 384 J П 1 + k P M т.к. при расчете на единицу ширины панели q = p.

Как видно из приведенной зависимости, коэф Рис. 4.6.2. Расчетная схема фициент разгрузки kP оказывает довольно зна определения глобального прогиба чительное влияние на величину глобального панели от изгиба изгибного прогиба панели. Для того, чтобы оценить степень данного влияния, не обходимо определить диапазон изменения величины коэффициента (5 k P ) /(1 + k P ).

При kP = 0 (5 k P ) /(1 + k P ) = 5, при k P = 2 (5 k P ) /(1 + k P ) = 1. Следовательно, за счет увеличения поперечной жесткости боковин и усиления степени заделки па нели основания в боковину можно уменьшить прогиб в середине панели не ниже, чем до 20% от его значения при свободных кромках панели.

4.6.2. Глобальные перемещения от касательных напряжений Расчетная схема, используемая для определения глобальных перемещений, вызванных действием касательных напряжений при поперечном изгибе панели, изображена на рис. 4.6.3. На данном рисунке схемы (б) и (в) представляют собой суть одно и то же, наличие двух схем нужно для облегчения визуального воспри ятия механизма деформирования ребра среднего слоя.

- 264 Рис. 4.6.3. Расчетная схема деформации участка панели от сдвига Основываясь на схеме рис. 4.6.3(б), можно записать:

= / G3 ;

= dy / dz. (4.6.7) С учетом выражения (4.4.35) можно записать:

Qyt Qyt dz, т.е. y = dy = dz. (4.6.8) s3 h3 G3 s h3 G L По формуле Мора [78] записываем вы ражение для определения перемещения па нели под действием касательных напряже ний. Величину перемещения определяем по методу Верещагина [78] (см. рис. 4.6.4):

Qyt Q yt (Q) = dz ;

(4.6.9) s3 h3 G L 1 qL L (Q) = = s3 h3 G3 2 2 2 qL =, (4.6.10) 8 s3 h3 G где (Q) – глобальное перемещение от сдви гающей нагрузки;

Qyt – сдвигающее усилие от единичной нагрузки в расчете на 1 шаг ребер среднего слоя;

q = p t – распределен- Рис. 4.6.4. Расчетная схема определения глобального прогиба ная нагрузка в расчете на 1 шаг ребер сред- панели от сдвига него слоя. Тогда:

- 265 p t L (Q) =. (4.6.11) 8 s3 h3 G Формула для определения суммарного глобального перемещения панели (от изгиба и сдвига) примет следующий вид:

p L4 5 k P p t L (1) = (M) + (Q) = + 1. (4.6.12) 384 J П 1 + k P 8 s 3 h3 G 4.6.3. Локальные перемещения верхней обшивки Локальные перемещения верхней обшивки трехслойной панели на пролете между ребрами среднего слоя подразделяются на перемещения от глобальной на грузки в виде равномерно распределенного по верхней обшивке давления и на пе ремещения от сосредоточенных сил, описанных в п. 4.2.1.2.

Локальные перемещения от сосредоточенных сил определяются по зависимо сти (Г.1) с подстановкой T, E1, µ1, s1 вместо a, E, µ, s соответственно. При этом принимаем в учет только перемещения от изгибающего момента. Будем обозна чать локальное перемещение от сосредоточенной нагрузки (F ).

Локальное перемещение верхней обшивки от глобальной нагрузки разделяет ся на перемещение от изгибающего момента и на перемещение от сдвигающего усилия:

( 2) = (M) + (Q), 2 (4.6.13) где ( 2) – локальное перемещение верхней обшивки от глобальной нагрузки;

(M) – локальное перемещение верхней обшивки от изгибающего момента;

(Q) – локальное перемещение верхней обшивки от сдвигающего усилия.

Рассмотрим цилиндрический изгиб верхней обшивки в расчете на единицу длины. На рис. 4.6.5. изображена расчетная схема верхней обшивки на пролете между соседними ребрами среднего слоя в единичном состоянии, получены эпю ры изгибающего момента M X и сдвигающего усилия Qy от единичной нагрузки.

Грузовое состояние изображено на рис. 4.2.2. Эпюры изгибающего момента M X и сдвигающего усилия Qy в грузовом состоянии также взяты с рис. 4.2.2.

- 266 Как видно из приведенной расчетной схемы, случай изгиба верхней обшивки равномерным давлением может быть описан с помощью зависимостей, получен ных в п. 4.6.1 и п. 4.6.2.

Величина (M) может быть получена по kP = 2, формуле с подстановкой (4.6.6’’) J1 = E1* s13 / 12 вместо J П, T вместо L :

12 p T 4 p T = = ( 2). (4.6.14) 384 E1* s13 32 E1* s M Величина (Q) может быть получена по формуле (4.6.11) с подстановкой t = 1, s3 = 1, т.к.

расчет ведется на единицу длины, s1 вместо h и T вместо L. Также должен быть учтен коэф фициент неравномерности распределения каса тельных напряжений по сечению обшивки:

p T 2 6 p T 2 3 p T (Q) = n = =, (4.6.15) 8 s1 G1 5 8 s1 G1 20 s1 G где n = 6 / 5 – коэффициент, учитывающий не равномерность распределения касательных на Рис. 4.6.5. Расчетная схема пряжений по поперечному сечению обшивки определения локального прогиба верхней обшивки (прямоугольное сечение [52]).

Тогда с учетом (4.6.14) получаем:

p T 4 3 p T = + ( 2). (4.6.16) 32 E1* s13 20 s1 G 4.6.4. Допускаемые перемещения Положения данного пункта основным образом относятся к панели основания автобуса, как к конструктивному элементу, постоянно находящемуся под воздей ствием эксплуатационной нагрузки, в отличие от панели крыши, которая рассчи тывается на однократное восприятие аварийной нагрузки.

- 267 Прежде, чем рассматривать величины допускаемых перемещений, полезно рассмотреть реальный пример, из которого видно, какое соотношение имеется между отдельными компонентами глобального перемещения трехслойной панели.

Рассмотрим экспериментальную трехслойную панель крыши автобуса, имеющую следующие характеристики. Материал обшивок: фанера ФБС;

E1, 2 = 1,2 104 МПа;

G1, 2 = 103 МПа;

µ1, 2 = 0,085 ;

s1, 2 = 3 мм. Материал среднего слоя:

стеклопластик на основе смолы ЭД-20 ручной формовки;

E3 = 2,1 104 МПа;

G3 = 8,75 103 _МПа;

µ3 = 0,2 ;

s3 = 0,5 мм. Для целей проектировочного расчета счита ем выбранные материалы условно изотропными. Геометрические характеристики панели: h3 = 38 мм;

t = 36 мм;

T = 54 мм;

= 650 ;

L = 1450 мм;

c 31 = c 32 = 0,25 ;

kP = 0,1.

Исключительно для цели определения соотношения между отдельными компо нентами перемещения, для данной панели определим все компоненты перемеще ния от нагрузок, присущих панели основания автобуса. Будем рассматривать РНС2 (см. п. 4.2.1.3), т.е. p = 0,00534 МПа;

F1 = 466 Н.

Определяем приведенные упругие характеристики материалов обшивок и среднего слоя по ф. (3.2.9):

E1*, 2 = E1, 2 /(1 µ1, 2 ) = 1,2 104 /(1 0,0852 ) = 1,209 104 МПа;

E3 = E3 /(1 µ3 ) = 2,1 10 4 /(1 0,2 2 ) = 2,188 10 4 МПа.

* Определяем вспомогательные величины по (4.4.5) и (4.4.23’):

h = h3 + ( s1 + s2 ) / 2 = 38 + (3 + 3) / 2 = 41 мм;

e1 = ( s1 + s31 ) / 2 = (3 + 0,5) / 2 = 1,75 мм;

e2 = ( s2 + s32 ) / 2 = (3 + 0,5) / 2 = 1,75 мм;

s2 E2 h + c32 s32 E3 (h e2 ) + c31 s31 E3 e * * * = = kh s1 E1* h + c31 s31 E3 (h e1 ) + c32 s32 E3 e * * 3 1,209 104 41 + 0,25 0,5 2,188 104 (41 1,75) + 0,25 0,5 2,188 104 1, = =1;

3 1,209 104 41 + 0,25 0,5 2,188 104 (41 1,75) + 0,25 0,5 2,188 104 1, kh 21 = 1 / kh12 = 1 / 1 = 1, данный результат определяется тем, что панель симметрична.

h h 41 h1 = = = 20,5 мм;

h2 = = = 20,5 мм.

1 + kh 21 1 + 1 1 + kh12 1 + - 268 Определяем изгибную жесткость панели по ф. (4.6.5’):

J П = E1* s1 h12 + c31 E3 s31 (h1 e1 ) 2 + E2 s2 h2 + c32 E3 s32 (h2 e2 ) 2 = * * 2 * = 1,209 10 4 3 20,52 + 0,25 2,188 10 4 0,5 (20,5 1,75) 2 + + 1,209 10 4 3 20,52 + 0,25 2,188 10 4 0,5 (20,5 1,75) 2 = 3,241 107 H мм.

Определяем компоненты глобального перемещения панели по ф. (4.4.6’’) и (4.6.11):

p L4 5 k P 0,00534 1450 4 5 0, (M) = = = 8,449 мм;

384 J П 1 + k P 384 3,241 107 1 + 0, p t L2 0,00534 36 (Q) = = = 0,304 мм.

8 s3 h3 G3 8 0,5 38 8,75 Определяем компоненты локального перемещения от распределенного дав ления и сосредоточенной силы по ф. (4.6.14), (4.6.15) и (Г.1):

p T 4 0,00534 54 (M) = = = 0,013 мм;

32 E1* s13 32 1,209 10 4 3 3 p T 2 3 0,00534 54 = 7,79 10 4 мм;

(Q) = = 20 s1 G1 20 3 E s13 1,2 10 4 = 27196 H мм ;

D1 = = 12 (1 µ1 ) 12 (1 0,0852 ) F T 2 466 (F ) = 0,00725 = 0,00725 = 0,362 мм.

D Из приведенного примера видно, что даже для панели крыши, у которой верхняя обшивка подразумевается существенно тоньше и величина пролета мень ше, чем у панели основания, глобальные перемещения все равно существенно больше локальных. Также следует отметить, что для рационально спроектирован ной трехслойной панели глобальные перемещения от сдвигающей нагрузки также существенно меньше, чем глобальные перемещения от изгибающего момента.

Данная особенность позволяет сильно упростить решение задачи по определению допускаемых перемещений панели.

Для определения допускаемых перемещений панели основания автобуса рас смотрим участок трехслойной панели на пролете между боковинами в попереч ном направлении и на одном пролете между ребрами среднего слоя в продольном - 269 направлении. Установим следующую систему координат: ось x лежит в горизон тальной плоскости и направлена вдоль боковин;

ось y имеет вертикальное на правление, а ось z перпендикулярна осям x и y, и направлена от левой опоры к правой опоре в соответствии с рис. 4.2.1.

Тогда для рассматриваемого участка панели в направлении оси z принимаем расчетную схему, изображенную на рис. 4.2.1, а в направлении оси x – расчетную схему, изображенную на рис. 4.2.2. Начало координат устанавливаем в точке, со ответствующей левой опоре на рис. 4.2.1, и месту контакта верхней обшивки с левым ребром среднего слоя на рис. 4.2.2.

Записываем уравнение деформированной поверхности верхней обшивки:

y ( x, z ) = (1) ( z ) + ( 2 ) ( x). (4.6.17) Данное уравнение представляет собой линейную суперпозицию глобальных и локальных перемещений верхней обшивки, что является справедливым в силу принципа независимости действия сил. При дальнейшем рассмотрении данного уравнения предполагаем, что влияние граничного слоя в районе заделки панели в боковину оказывает малое влияние на слагаемое ( 2) ( x) в масштабе всей панели.

Тогда слагаемые, входящие в формулу (4.6.17), можно определять по зависимо стям (4.6.12) и (4.6.16).

Учитывая выводы, сделанные в ходе рассмотрения приведенного примера ре альной трехслойной панели, уравнение (4.6.17) можно переписать следующим образом:

y ( x, z ) = y ( z ) = (M) ( z ).

(4.6.18) Зависимость величины изгибающего момента от координаты z имеет сле дующий вид:

( ) q MX = L z z 2 kP M. (4.6.19) q L2 q L Здесь M = = kM по зависимости (4.2.1).

8 1 + kP Дифференциальное уравнение изогнутой оси панели примет вид:

( ) q J П && = M X = L z z 2 kP M ;

(4.6.20) y - 270 ( ) q M && = L z z 2 kP ;

(4.6.20’) y 2 JП JП L z2 z q M y= 2 3 k P J z + C1 ;

(4.6.21) & 2 JП П L z3 z4 M z q y= kP + C1 z + C 2. (4.6.22) 6 2 JП JП Имеем следующие граничные условия:

1) y ( z = 0) = 0 C2 = 0 ;

2) y ( z = L / 2) = & q L L3 L3 q ML kP + C1 = 0 C1 = kP M L, (4.6.23) 8 24 2 JП 2 JП JП тогда:

L z3 z4 q L3 z q y= 6 12 + 2 J kP M L z kP M z 2. (4.6.24) 2 JП П q L2 q L kP Преобразуя (4.2.1) имеем: k P M = = kP kM, тогда 1 + kP 8 L z 3 z 4 L3 z L3 z L2 z 2 k q y= +( ) P. (4.6.24’) 6 1 + kP 2 JП 12 12 8 Проверяем:

а) y ( z = L) 0 ;

q L4 5 k P q L4 2k P б) y ( z = L / 2) = y max = 1 + =, 1+ k 1 + k P 384 J П 1 + k P 384 J П P что полностью повторяет формулу (4.6.6’’), следовательно, решение уравнения является верным. Подставляя в (4.6.24’) положение (б), получаем:

L z 3 z 4 L3 z L3 z L2 z 2 k ymax y= +( ) P.

(4.6.25) 1 + kP 5 k P L4 6 12 12 8 8 1 + k P Запишем выражение для кинетической энергии свободных колебаний нагру женной панели. При этом будем рассматривать только первую форму колебаний, которая имеет форму прогиба панели под действием приложенной нагрузки.

Масса элементарного участка нагруженной панели вдоль оси z :

- 271 dm = q dz / g, (4.6.26) где dm – масса элементарного участка панели;

dz – размер участка вдоль оси z ;

g – ускорение свободного падения;

q – нагрузка на панель, учитывающая как полезную нагрузку, так и собственную массу панели.

v( z ) = dy ( z ) / dt, (4.6.27) где v(z ) – функция скорости точек панели в зависимости от координаты z ;

d / dt – оператор дифференцирования по времени.

Т.к. перемещение любой точки панели в процессе колебаний может быть описано одной и той же функцией времени (различие только в амплитуде), можно заключить, что в каждый конкретный момент времени функции v(z ) и y (z ) по добны, т.е. эпюры v и y имеют одинаковую форму. Тогда, учитывая выражение (4.6.25), можно записать:

L z 3 z 4 L3 z L3 z L2 z 2 k vmax v= +( ) P ;

(4.6.28) 1 + kP 5 kP L4 6 12 12 8 8 1 + kP L z 3 z 4 L3 z L3 z L2 z 2 k vmax v= +( ) P.

(4.6.29) 1 + kP 5 k P L 6 12 12 8 8 1 + kP Для упрощения дальнейших преобразований введем следующие обозначения:

L vmax k KV 1 = ;

KV 2 = P ;

(4.6.30) 5 kP L4 1 + kP 1 + kP L z 3 z 4 L3 z 2 L z 3 z 4 L3 z v = K + 2 ( L z z 2 ) KV 2 + KV 2 ( L z z 2 ) 2.

2 2 6 6 V 12 12 12 Для упрощения дальнейших преобразований введем следующие обозначения:

L z 3 z 4 L3 z AV = 6 12 12 ;

L z 3 z 4 L3 z BV = 6 12 12 ( L z z ) KV 2 ;

(4.6.31) CV = KV 2 ( L z z 2 ) 2.

- 272 Тогда выражение (4.6.29) можно переписать следующим образом:

v 2 = KV 1 {AV + BV + CV }.

(4.6.32) Преобразуя выражения (4.6.31), получаем:

L2 z 6 L z 7 L4 z 4 L3 z 5 L6 z z AV = + + + ;

36 36 36 144 72 z 6 L z 5 L2 z 4 L3 z 3 L4 z BV = KV 2 ( + + );

(4.6.33) 6 2 3 6 CV = KV 2 ( L2 z 2 2 L z 3 + z 4 ).

Выражение для кинетической энергии элементарного участка панели запи шется следующим образом:

dm v 2 q q v 2 dz ;

T = dT = = v 2 dz, (4.6.34) 2 g 2 g 2 L где dT – кинетическая энергия элементарного участка панели;

T – кинетическая энергия всей панели.

С учетом выражения (4.6.32) можно записать:

L L L q KV 1 AV dz + BV dz + CV dz ;

T= (4.6.35) 2 g 0 0 L2 z 7 L z 8 L4 z 5 L3 z 6 L6 z 3 L L z AV dz = 36 7 36 8 36 5 144 9 + 72 6 + 144 3 |0 0,000342 L ;

+ z7 L z 6 L2 z 5 L3 z 4 L4 z 3 L L BV dz = KV 2 + + |0 0,00675 KV 2 L7 ;

(4.6.36) 67 2 6 3 5 6 4 6 2 z3 z 4 z5 L L C dz = K L 2 L + |0 = KV 2 L5.

2 V V 4 3 Подставляя выражения (4.6.36) и (4.6.30) в (4.6.35), получаем:

L9 0,000342 0,00675 kP 1 + kP 1 q vmax T= 1 + kP 8 1 + kP 64 2 g 5 kP L4 1 + kP k k 12,6 31,1 P + 19,2 P 1+ k 1 + kP 1 qL 2 P T= vmax. (4.6.37) 5 kP 2g 1+ k P - 273 Для простоты дальнейших преобразований введем обозначение:

k k 12,6 31,1 P + 19,2 P 1+ k 1 + kP P KT =, тогда (4.6.38) 5 kP 1+ k P qL T= KT vmax. (4.6.39) 2 g Запишем выражение для потенциальной энергии деформированной панели.

При этом принимаем в учет только энергию изгибной деформации всей панели от глобальной нагрузки. Энергию деформации панели от перерезывающего усилия и энергию локальной деформации верхней обшивки в учет не принимаем в силу их относительной малости. Потенциальную энергию положения также не учитываем в силу малости деформаций.

L 1 MX M X dz.

П= dz = (4.6.40) 2 JП 2 L JП С учетом (4.6.19) записываем:

q 2 L2 k q 2 L q2 k M ( z) = (L z z 2 )2 (L z z2 ) P + P = 1 + k P 1 + kP X 4 8 q 2 L2 z 2 q 2 L z 3 q 2 z 4 q 2 L3 z kP q 2 L2 z 2 kP k q 2 L = + + + P ;

(4.6.41) 1 + kP 1 + kP 1 + kP 4 2 4 8 8 q 2 L2 z 3 q 2 L z 4 q 2 z 5 q 2 L3 kP L z M X dz = + + 1 + kP 4 3 2 4 45 q 2 L2 kP z 3 k q 2 L + + P z |0 = L 1+ k 1 + kP 8 P 1 1 1 1 kP 1 kP 1 kP = q L + + + 1+ k = 2 12 8 20 16 1 + kP 24 1 + kP 64 P 1 1 kP 1 kP = q L + 1+ k.

2 (4.6.42) 120 48 1 + k P 64 P Подставляя (4.6.42) в (4.6.40), получаем:

- 274 1 1 kP q 2 L5 1 kP П= + 1+ k. (4.6.43) 240 96 1 + kP 128 P JП Преобразуем выражение (4.6.24’, значение (б)) следующим образом:

2 L4 5 kP L4 5 kP L4 5 kP q q q = ymax / 384 1 + k J = ymax / 384 1 + k J = ymax J П / 384 1 + k.

2 JП P П P P П Тогда, подставляя полученное выражение в (4.6.43), получаем:

1 1 k 1 kP y2 J П= max 3 П + 1+ k. (4.6.44) P 15 6 1 + kP 5 kP L P 1+ k P Приводим выражения для кинетической и потенциальной энергии системы к квадратичной форме:

1 T= a vmax, П = с ymax 2 (4.6.45) 2 qL где a = KT – инерционная характеристика колебательной системы;

g 1 1 k 1 kP 18432 J c= П + 1 + k – жесткостная характеристика коле P 15 6 1 + kP 2 5 kP L P 1+ k P бательной системы.

Преобразуем выражение (4.6.24’, значение (б)) следующим образом:

L3 5 kP 384 ymax =, тогда выражение для c можно переписать так:

J П 1 + kP qL 1 + kP q L 1 1 k P 1 kP c = 48 + 1+ k. (4.6.46) 5 kP ymax 15 6 1 + kP 8 P Зная жесткостную и инерционную характеристики колебательной системы, можно определить собственную круговую частоту свободных колебаний по из вестной из теории колебаний формуле [8]:

1 + kP q L 1 1 kP 1 kP 48 + 1+ k 5 kP ymax 15 6 1 + kP 8 P, c = = (4.6.47) qL a KT g - 275 где – круговая частота первой формы собственных колебаний панели.

Для простоты дальнейших преобразований введем следующее обозначение:

1 1 k 1 kP 1 + kP K = 48 + 1 + k / KT. (4.6.48) P 5 kP 15 6 1 + kP 8 P С учетом (4.6.38) выражение (4.6.48) можно переписать следующим образом:

1 1 k 1 kP kP 2 5 kP kP K = 48 + 1 + k / 12,6 31,1 1 + k + 19,2 1 + k.(4.6.48’) P 1 + kP 15 6 1 + kP 8 P P P Коэффициент K отражает влияние степени заделки панели основания в бо ковины и поперечной жесткости боковин и крыши на первую частоту собствен ных колебаний панели основания. Будем называть коэффициент K частотным ко эффициентом заделки.

Подставляя выражение (4.6.48’) в выражение (4.6.47), получаем:

K g =. (4.6.49) ymax Выражение для собственной частоты первой формы свободных колебаний панели примет вид:

K g = =, (4.6.50) 2 2 ymax где – первая собственная частота колебаний панели.

K g K g ymax = [] =, (4.6.51) 4 4 2 [] 2 где [] – допускаемое перемещение панели основания под статической глобаль ной нагрузкой;

[] – допускаемая минимальная собственная частота первой формы свободных колебаний панели основания.

Величина действительного коэффициента запаса панели по перемещениям:

[] k =, (4.6.52) где – общее перемещение панели под нагрузкой.

Значение частотного коэффициента заделки K для каждого конкретного зна чения коэффициента разгрузки kP может быть определено по графику рис. 4.6.6 и - 276 табл. 4.6.1. Как видно из приведенного рисунка и таблицы, значение частотного коэффициента заделки существенно изменяется в зависимости от значения коэф фициента разгрузки. Причем при уменьшении значения коэффициента разгрузки, значение частотного коэффициента заделки может увеличиваться, т.е. увеличи ваются допускаемые прогибы панели основания при постоянной первой собст венной частоте колебаний.

Таблица 4.6.1.

Значение частотного коэффициента заделки K K kP kP 0,0 1,270 1,0 0, 0,1 1,131 1,1 0, 0,2 1,023 1,2 0, 0,3 0,939 1,3 0, 0, 0,4 0,873 1, 0,5 0,824 1,5 0, 0,6 0,789 1,6 0, 0,766 1, 0,7 1, 0,8 0,753 1,8 1, Рис. 4.6.6. Кривая изменения частотного коэффициента заделки в зависимости от 0,9 0,750 1,9 1, коэффициента разгрузки 1, - - 2, Минимально допустимая первая собственная частота колебаний конструкции [] назначается из соображений предотвращения резонансных явлений. Наиболее опасным с позиций усталостной прочности кузовных конструкций является так называемый высокочастотный резонанс, возникающий при совпадении собствен ной частоты колебаний кузовной конструкции с собственной частотой колебаний колес (мостов) автобуса на шинах. При возникновении высокочастотного резо нанса кузов автобуса испытывает максимальные виброускорения. Согласно рабо там [61] и [67], в зависимости от жесткости подвески автобуса и жесткости шин высокочастотный резонанс может иметь место в диапазоне круговых частот от до 60 1/с, т.е. в диапазоне частот от 4,8 до 9,5 Гц, тогда можно записать:

[] = P k, (4.6.53) где P – резонансная частота;

k – коэффициент запаса по частоте.

- 277 Т.к. возникновение резонансных явлений существенно уменьшает ресурс конструкции, но обычно не ведет к немедленной поломке, в соответствии с реко мендациями [44] назначаем k = 1,3, тогда:

[] = P k = 9,5 1,3 12,5 Гц.

При повышенных требованиях к вибрациям и шуму внутри салона автобуса можно увеличить приведенное значение до 15 Гц, что соответствует k 1,6.

Величину допускаемого перемещения панели по ф. (4.6.51) для каждого кон кретного значения коэффициента kP можно определить по графику рис._4.6.7. и по табл. 4.6.2. Как видно из приведенного рисунка и таблицы, значение допускае мого перемещения изменяется весьма существенно в зависимости от значения ко эффициента разгрузки. Причем при уменьшении коэффициента разгрузки, т.е.

при уменьшении жесткости заделки панели основания в боковины, допускаемые перемещения увеличиваются при k P 0,9.

В данной ситуации вызывает интерес следующий вопрос: при каком значе нии коэффициента разгрузки kP наиболее просто обеспечивается выполнение ог раничения по перемещениям.

Таблица 4.6.2.

Допускаемое перемещение панели [], мм при [] [], мм при [] kP kP 12,5 Гц 15 Гц 12,5 Гц 15 Гц 0,0 2,02 1,40 1,0 1,20 0, 0,1 1,80 1,25 1,1 1,23 0, 0,2 1,63 1,13 1,2 1,27 0, 0,3 1,49 1,04 1,3 1,32 0, 0,4 1,39 0,96 1,4 1,38 0, 0,5 1,31 0,91 1,5 1,46 1, 0,6 1,25 0,87 1,6 1,56 1, 0,7 1,22 0,85 1,7 1,67 1, 0,8 1,20 0,83 1,8 1,80 1, Рис. 4.6.7. Допускаемое перемещение 0,9 1,19 0,83 1,9 1,95 1, панели - - - 2,0 2,12 1, Чтобы ответить на поставленный вопрос, необходимо рассмотреть зависи мость (4.6.51), определяющую величину допускаемого перемещения [], и зави симость (4.6.6’’), определяющую глобальное изгибное перемещение панели (M) - 278 как основную составляющую ее суммарного перемещения. Остальные состав ляющие суммарного перемещения панели относительно малы и не зависят от kP.

Из рассмотрения указанных зависимостей можно отметить:

1) зависимость [] = f (k P ) определяется величиной коэффициента K ;

2) зависимость (M) = f (k P ) определяется величиной kM = (5 k P ) /(1 + k P ).

Тогда при прочих равных условиях коэффициент запаса панели по переме щениям в зависимости от kP будет равняться отношению K / kM, умноженному на некоторый постоянный коэффициент пропорциональности. График изменения указанного отношения в зависимости от kP приведен на рис. 4.6.8.

б) а) Рис. 4.6.8. Отношение K / kM : а) k Р = 0 - 0,5;

б) k Р = 0 - 2, Из рис. 4.6.8 видно, что при увеличении коэффициента kP, величина коэффи циента запаса панели по перемещениям изменяется следующим образом:

1) в интервале kP от 0 до 0,05 незначительно уменьшается;

2) в интервале kP от 0,05 до 2,0 возрастает, причем при величине kP = 0,1 вы ходит на то же значение, что и при величине kP = 0.

Из рассмотрения указанной зависимости можно сделать следующие выводы:

1) при увеличении значения коэффициента разгрузки выше 0,1 ограничение по перемещениям панели основания выполняется более легко, чем при меньших значениях коэффициента разгрузки;

- 279 2) значение коэффициента разгрузки в районе 0,05 является наименее удач ным с позиций обеспечения требуемой жесткости панели основания, т.к. и увели чение и уменьшение коэффициента разгрузки приведет к увеличению коэффици ента запаса по перемещениям или даст возможность дополнительной экономии собственной массы конструкции.

В п. 2.5.1.2 было показано, что для реального кузова автобуса класса II или III [63], [64] значение kP для панели основания при «качественной» заделке панели основания в боковины составляет ~ 0,115.

Основываясь на данном положении и на выводах, сделанных в п. 2.1, можно сформулировать следующую практическую рекомендацию: для автобуса клас са I [63], [64], для которого нет необходимости обеспечивать регламентирован ную прочность и жесткость при опрокидывании, наиболее рациональным с пози ций экономии собственной массы будет крепление боковин к панели основания близкое к шарнирному. Основной функцией такого крепления является передача вертикальных и сдвигающих сил от основания к боковинам, но не передача изги бающего момента.

4.7. Методика выбора рациональных геометрических параметров трехслойной панели В данном пункте подразумеваются следующие положения:

а) трехслойная панель с рациональными геометрическими параметрами для основания или крыши автобусного кузова проектируется на базе имеющегося ра ботоспособного прототипа;

б) осуществлен выбор рационального сочетания материалов для отдельных конструктивных элементов панели по методике, приведенной в п. 3.4.

Тогда для основных размеров трехслойной панели всегда можно определить относительно узкие интервалы их изменения, содержащие конечное число воз можных значений, что обусловлено следующими факторами:

наличие компоновочных ограничений и некоторых предпочтительных разме 1) ров трехслойной панели;

- 280 наличие стандартного ряда толщин листов из применяемых материалов, ис 2) пользование которого обязательно, т.к. это обусловлено технологически или способствует существенному удешевлению конструкции;

ориентировочные значения основных геометрических параметров трехслой 3) ной панели могут быть получены на базе размеров прототипа с использова нием зависимостей, приведенных в гл. 3.

В указанных условиях рациональные геометрические параметры трехслойной панели относительно легко и с высокой точностью могут быть найдены с помо щью ЭВМ путем простого перебора вариантов и отбора тех, которые имеют наи меньшую собственную массу (или стоимость) при условии выполнения ограниче ний по прочности, жесткости и устойчивости. Выбран указанный метод поиска, т.к. в рассматриваемом диапазоне он позволяет выявить все рациональные комби нации геометрических характеристик, следовательно, дает дополнительную воз можность выбора наиболее подходящей модификации.

Таким образом, для инженера-проектировщика при заданном сочетании ма териалов выбор рациональных геометрических параметров трехслойной панели сводится к определению диапазонов их возможного изменения и запуску на ЭВМ алгоритма отбора наилучших вариантов. Описание программных средств, специ ально разработанных для указанной цели, производится в приложении Л.

Приемы, применяемые для определения диапазонов возможного изменения геометрических параметров трехслойной панели, подробно рассматриваются на приведенных далее примерах. При этом следует учитывать, что узость определе ния диапазона для каждого геометрического параметра влияет только на скорость выполнения компьютерного алгоритма, но не на принципиальную возможность нахождения рационального решения.

Пример 1. Существует базовая конструкция со следующими параметрами:

материал обшивок и среднего слоя – сталь 08пс ГОСТ 16523-97: E = 203 ГПа, G = 78,7 ГПа, µ = 0,29, []P = 146 МПа, [] = 87,5 МПа, = 7846 кг/м ;

основные гео метрические размеры: h = 35 мм, s1 = 1,5 мм, s2 = 0,9 мм, s3 = 0,4 мм, t = 30 мм. Не обходимо найти рациональные геометрические параметры трехслойной панели - 281 аналогичного назначения, у которой обшивки из ФБС ГОСТ 11539-83: E = 12 ГПа, µ = 0,085, []P = 62,9 МПа;

средний слой из стеклопластика ручной формовки на основе ЭД-20: E = 21 ГПа, µ = 0,2, []P = 125 МПа, G = 8,75 ГПа, [] = 75 МПа, = 1850 кг/м. Дополнительные условия: высота новой панели h 60 мм.

Шаг 1. Определить приведенные характеристики материалов.

Используем зависимости (3.2.9’) и (3.2.10’’). Для обшивок рассматриваем си ловые элементы типа «пластина»;

используем гипотезу максимальных касатель ных напряжений, тогда ( = 1, i = 1 ):

для 08пс: E * = 203 /(1 0,29 2 ) = 222 ГПа;

[]* = 146 /(1 0,29) = 205 МПа;

- P для ФБС: E * = 12 /(1 0,085 2 ) = 12,1 ГПа;

[]* = 62,9 /(1 0,085) = 68,7 МПа;

- P для стеклопластика: E * = 21 /(1 0,2 2 ) = 21,9 ГПа;

[]* = 125 /(1 0,2) = 156 МПа.

- P Шаг 2. Определить индексы жесткости материалов.

Используем зависимости (3.2.1) и (3.2.2):

для 08пс:

обшивки и полки ребер: = E * /[]* = 222 10 3 / 205 = 1081 ;

- р средний слой: = G /[] = 78,7 10 3 / 87,5 = 899 ;

для ФБС, обшивки: = E * /[]* = 12,1 10 3 / 68,7 = 176 ;

- р для стеклопластика:

полки ребер: = E * /[]* = 21,9 10 3 / 156 = 140 ;

- р средний слой: = G /[] = 8750 / 75 = 117.

Для новой панели проверяем совместимость выбранных материалов обшивок и среднего слоя: индекс жесткости по (3.2.1) для стеклопластика (140) меньше, чем для ФБС (176) – материалы совместимы.

Рассматриваем материалы обшивок: т.к. индекс жесткости 08пс значительно больше, чем для ФБС, то можно заключить, что основным ограничивающим фак тором новой трехслойной панели будет ее деформация под нагрузкой. В против ном случае основным ограничивающим фактором были бы напряжения, возни кающие в конструктивных элементах. В данном случае для определения ориенти - 282 ровочных размеров новой панели следует пользоваться зависимостями, характе ризующими жесткость конструкции.

Шаг 3. Определить ориентировочные размеры новой конструкции.

Т.к. плотность 08пс, из которой выполнен средний слой базовой панели, су щественно выше, чем плотность стеклопластика на основе ЭД-20, то можно за ключить, что для новой панели предпочтительнее будет большая высота. В про тивном случае (при прочих равных условиях) было бы наоборот. По условию за дано, что для новой панели h 60 мм, таким образом, устанавливаем для размера h диапазон изменения: 35…60 мм. Средний размер: (60 + 35) / 2 = 47,5 мм, отноше ние к соответствующему размеру базовой панели 47,5 / 35 = 1,357.

Для обеспечения приблизительно одинакового прогиба новой и базовой па нелей от глобального изгиба как основной составляющей перемещения, опреде ляем ориентировочное значение толщин обшивок с учетом (3.3.3):

s2 = ( E1* / E2 ) s1, * (4.7.1) где индекс 1 означает принадлежность базовой конструкции, а индекс 2 – новой.

Для верхней обшивки: s2 = ( E1* / E2 ) s1 = (222 / 12,1) 1,5 = 27,5 мм, вносим коррек * тировку для новой высоты панели: s2 = 27,5 / 1,357 2 = 15 мм.

Для нижней обшивки: s2 = ( E1* / E2 ) s1 = (222 / 12,1) 0,9 = 16,5 мм, вносим коррек * тировку для новой высоты панели: s2 = 16,5 / 1,357 2 = 9 мм.

Коэффициент отношения высот новой и базовой панели при корректировке значения толщины обшивки подставляется во второй степени, т.к. зависимость изгибной жесткости панели в соответствии с (4.6.5’) от высоты панели является квадратичной.

Зная ориентировочные значения толщин обшивок, можно задать диапазоны их изменения, учитывая, что чем шире принимаемый диапазон, тем меньше веро ятность получить решение на его границе, но тем больше время расчета задачи.

Следовательно, желательно принимать достаточно узкие диапазоны. Для данного случая принимаем для верхней обшивки диапазон (10…20) мм, а для нижней об шивки (5…12) мм.

- 283 Для среднего слоя основным ограничением является прочность, т.к. приме нение высокомодульного материала обеспечивает относительную малость сдви говых деформаций панели. Прочность среднего слоя, в свою очередь, обеспечива ется двумя независимыми параметрами: толщиной ребер s3 и шагом t. Техноло гически шаг ребер желательно иметь не менее 30 мм. Исходя из этих соображе ний, назначаем для размера t диапазон (30...100) мм, среднее значение принимаем t = 60 мм, отношение к соответствующему размеру базовой конструкции 60 / 30 = 2.

Тогда, используя модифицированную зависимость (3.3.10), получаем:

[Q] t = [] s3 h3, (4.7.2) где [Q] – сдвигающая нагрузка на единицу ширины панели, которая для базовой и новой конструкции подразумевается одинаковой, тогда имеем:

[]1 h1 t []1 s1 h1 / t1 = []2 s2 h2 / t 2 s2 = s1, (4.7.3) []2 h2 t где индекс 1 означает принадлежность базовой конструкции, а индекс 2 – новой конструкции. В соответствии с этим:

s 2 = (87,5 / 75) 2 0,4 / 1,357 = 0,69 мм.

Согласно технологии ручной формовки стеклопластика минимальная толщи на может быть около 0,3 мм, что соответствует одному слою стекловуали. Назна чаем диапазон толщин для размера s3 – 0,3…1,2 мм.

Диапазоны изменения всех основных размеров трехслойной панели опреде лены, можно запускать программу поиска рациональных значений размеров. В случае получения решения на границе диапазона, которая была задана конструк тивно, целесообразно произвести перерасчет, отодвинув данную границу и скор ректировав все остальные диапазоны по результатам найденного решения.

Пример 2. Рассматривается задача обратная предыдущей. Существует базо вая трехслойная панель крыши автобуса с обшивками из ФБС ГОСТ 11539-83 и средним слоем из стеклопластика ручного формования на основе ЭД-20. Основ ные геометрические размеры панели: h = 40 мм, s1 = 3 мм, s2 = 3 мм, s3 = 0,6 мм, t = 36 мм. Необходимо найти рациональные геометрические параметры трехслой - 284 ной панели аналогичного назначения, выполненной целиком из стали 08пс ГОСТ 16523-97. Дополнительные условия: высота новой панели h 50 мм.

Шаги 1 и 2 повторяют соответствующие шаги предыдущей задачи. Т.к. индекс жесткости 08пс значительно больше, чем для ФСФ и стеклопластика, то можно заключить, что основным ограничивающим фактором новой трехслойной панели будут напряжения в конструктивных элементах. В данном случае для определе ния ориентировочных размеров новой панели следует пользоваться зависимостя ми, характеризующими прочность конструкции.

Шаг 3. Определить ориентировочные размеры новой конструкции.

Т.к. плотность 08пс, из которой выполнен средний слой новой панели, суще ственно выше, чем плотность стеклопластика на основе ЭД-20, можно заключить, что для новой панели предпочтительнее будет меньшая высота. Однако данное положение в случае желания изменить высоту панели в меньшую сторону подле жит обязательной проверке. Диапазон изменения размера h следует брать с уче том возможности его увеличения. Задано, что размер h 50 мм. Таким образом, устанавливаем для него диапазон изменения 10…50 мм, что должно с запасом пе рекрыть реально возможный диапазон. Средний размер: (10 + 50) / 2 = 30 мм;

отно шение к соответствующему размеру базовой панели: 30 / 40 = 0,75.

Для обеспечения приблизительно одинаковой прочности новой и базовой па нелей при глобальном изгибе (основном нагрузочном режиме для панели крыши), определяем ориентировочные значения толщин обшивок в соответствии с (3.3.1):

s2 = ([]* /[]* ) s1, (4.7.4) P1 P где индекс 1 означает принадлежность базовой конструкции, а индекс 2 – новой.

Для верхней и нижней обшивок (т.к. базовая панель симметрична):

s 2 = ([]* /[]* ) s1 = (62,9 / 146) 3 = 1,3 мм, вносим корректировку для новой высоты P1 P панели: s2 = 1,3 / 0,75 = 1,7 мм.

Коэффициент отношения высот новой и базовой панелей при корректировке значения толщины обшивки подставляется в первой степени, т.к. зависимость (4.4.8) напряжения в обшивке от высоты панели является линейной.

- 285 Зная ориентировочные значения толщин обшивок, можно задать диапазоны их изменения. Для данного случая для обеих обшивок: 0,9…2,0 мм.

Для среднего слоя, учитывая возможности технологии, шаг ребер желательно иметь не менее 20 мм. Исходя из этих соображений, назначаем для размера t дос таточно широкий диапазон: 20...100 мм, среднее значение: t = 60 мм, отношение к соответствующему размеру базовой конструкции: 60 / 36 = 1,667. Тогда, используя зависимость (4.7.3), получаем:

[]1 h1 t2 s2 = s1 = 1,667 0,6 / 0,75 = 1,14 мм, []2 h2 t1 87, где индекс 1 означает принадлежность базовой конструкции, а индекс 2 – новой.

Назначаем диапазон для размера s3 : 0,4…1,5 мм.

Диапазоны изменения всех основных размеров панели определены, можно запускать программу поиска рациональных значений размеров.

Приведенные в данном пункте положения сведены в методику, блок-схема ко торой показана на рис. 4.7.1.

На указанном рисунке ин дексы 1 и 2 для плотности и индекса жесткости означа ют принадлежность базовой и новой конструкции соот ветственно;

для толщин ин дексы 1, 2 и 3 означают принадлежность определен ному конструктивному эле менту трехслойной панели в соответствии с принятыми ранее обозначениями.

Рис. 4.7.1. Блок-схема методики поиска рациональных Экспериментальная и геометрических параметров трехслойной панели - 286 расчетная проверка положений предлагаемой методики, а также инженерных за висимостей, на которых она основана (см. п. 4.4 – 4.6), приводится в прил. Ж (см.

п. Ж.2 – Ж.4).

Замечание. При поиске рациональных геометрических параметров трех слойной панели иногда имеется возможность дополнительно сузить область по иска: угол наклона ребер среднего слоя ( на рис. 4.4.3) следует рассматривать как переменную оптимизации только в том случае, если скважности полок ребер c 31 или c 32 (3.3.14), меняются в зависимости от. В противном случае рацио нальным всегда будет решение при = 90°, т.к. при этом значение наибольшей величины пролета между ребрами среднего слоя (T на рис. 4.2.2) будет мини мальным для любого рассматриваемого шага ребер среднего слоя. Соответствен но, при прочих равных параметрах, будет обеспечиваться максимальная проч ность панели при действии локальных нагрузок. Также в этом случае, при прочих равных параметрах, будет обеспечиваться минимальная ширина ребра ( l на рис.

4.4.3), что соответствует наилучшей сопротивляемости потере устойчивости и минимальной массе каждого ребра среднего слоя.

- 287 РЕЗУЛЬТАТЫ, ВЫВОДЫ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ Основные результаты и выводы 1. Автобусный кузов типа «монокок»:

разработано новое инженерное определение автобусного кузова типа «моно 1) кок», позволяющее идентифицировать и проектировать конструкции данного типа;

разработан оригинальный прототип кузова-монокока, исследована механика 2) его прочностной работы в сравнении со специально разработанным прототи пом кузова традиционной каркасной конструкции близкой массы, размеров и компоновки, что позволило выявить следующие его преимущества: а) повы шенная в 1,5 раза прочность и в 1,45 раза жесткость на режиме кручения;

б) повышенная в 1,14 раз жесткость и примерно равная прочность на режиме изгиба;

в) повышенная в 1,46 раза собственная частота колебаний, соответст вующая режиму кручения;

г) отсутствие концентрации напряжений в углах проемов;

по сравнению с выпускаемым в настоящее время автобусом ПАЗ-3205 разра 3) ботанный кузов-монокок имеет в 14,5 раз превосходящую удельную кру тильную жесткость и в 9,45 раз превосходящую изгибную жесткость;

разработана методика снижения собственной массы кузова-монокока за счет 4) оптимизации входящих в его конструкцию трехслойных панелей основания и крыши по материалам и размерам, позволяющая при обеспечении прочности и сохранении жесткости на уровне упомянутого прототипа кузова традици онной каркасной конструкции добиться снижения собственной массы несу щей системы на 38,1% при удорожании конструкции всего на 3,8% (по цене материалов);

в случае применения данной методики для совершенствования секции кузова рамной конструкции, снижение собственной массы составило 50% при снижении суммарной стоимости материалов на 36%;

кузов типа «монокок» позволяет производить оптимизацию трехслойных па 5) нелей основания и крыши отдельно (без специального рассмотрения их взаи - 288 модействия с остальными частями кузова), при замене исходных трехслой ных панелей на оптимизированные, прочность кузова в целом обеспечивает ся, заметного перераспределения напряжений по прочим элементам конст рукции не происходит;

для указанных прототипов автобусных кузовов созданы подробные конечно 6) элементные модели, для которых выполнены КЭ-расчеты, моделирующие испытания на изгиб и закручивание, результаты которых позволили с высо кой точностью оценить прочностные и жесткостные свойства рассматривае мых конструкций.

2. ЭКП:

дано новое инженерное определение ЭКП как неотъемлемой части кузова ти 1) па «монокок», позволяющее идентифицировать и проектировать структурные единицы кузова данного типа;

экспериментально и с помощью расчетов показана реальность разделения 2) структурных единиц автобусного кузова на ЭКП и не ЭКП по удельной сдви говой жесткости;

экспериментально и с помощью расчетов доказано существование эффекта 3) разрушения ЭКП и, как следствие, реальность разделения ЭКП на надежные и ненадежные;

разработан количественный критерий ЭКП, позволяющий определять соот 4) ветствие структурной единицы несущего кузова ЭКП;

трехслойная панель обоснована как наиболее эффективная ЭКП, имеющая 5) наивысшую удельную сдвиговую жесткость по сравнению с фермой, рамкой и рамкой, подкрепленной обшивкой.

3. Эффективность применяемых конструкционных материалов:

разработан набор сравнительных коэффициентов эффективности и методика 1) выбора эффективного сочетания материалов для трехслойных панелей авто бусного кузова, которые позволяют на этапе проектирования выбирать ра - 289 циональные конструкционные материалы, обеспечивающие снижение массы или стоимости (по цене материалов) конструкции с учетом весовых, механи ческих, технологических и стоимостных свойств материалов;

разработана новая характеристика материала, названная автором «индекс же 2) сткости», позволяющая качественно оценить совместимость различных мате риалов при их использовании в трехслойной панели;

алгоритм указанной методики реализован в виде электронной таблицы MS 3) Excel с пользовательскими подпрограммами, обеспечивающими автоматиза цию решения.

4. Трехслойные панели основания и крыши:

тип трехслойных панелей с «ребристым» средним слоем обоснован как ра 1) циональный для применения в конструкции кузова автобуса: а) по сравнению с панелями со сплошным средним слоем из пеноматериала он практически не уступает в прочности, зато существенно выигрывает в жесткости при попе речном изгибе;

б) по сравнению с панелями с ячеистым средним слоем, не уступая в прочности и жесткости, он выигрывает в технологичности;

обоснованы основные нагрузочные ситуации, определяющие прочность трех 2) слойных панелей в автобусном кузове типа «монокок»: а) для панели основа ния – цилиндрический изгиб на пролете между боковинами, вызванный весо вой нагрузкой от пассажиров и локальный прогиб верхней обшивки на про лете между ребрами среднего слоя, вызванный давлением под ребром каблу ка идущего пассажира;

б) для панели крыши – цилиндрический изгиб панели на пролете между боковинами, вызванный равномерно распределенным ава рийным давлением, регламентированным Правилами №52 и №107 ЕЭК ООН;

разработана новая характеристика, названная автором «коэффициент раз 3) грузки», учитывающая вхождение трехслойной панели в состав автобусного кузова, позволяющая использовать упрощенные расчетные схемы при рас смотрении прочности и жесткости панели;

определены ориентировочные значения данного коэффициента для кузова автобуса II класса, имеющего - 290 ряда сидений по ширине: для панели крыши – 0,816;

для панели пола – 0,118, полученные значения характеризуют конкретную рассмотренную конструк цию, однако, их можно использовать в качестве ориентировочных при проек тировании аналогичных конструкций;

выведены инженерные расчетные зависимости, позволяющие оценивать 4) прочность и жесткость трехслойных панелей с «ребристым» средним слоем при нагрузочных ситуациях, присущих основанию и крыше автобусного ку зова;

на основании указанных расчетных зависимостей разработана методика по 5) иска рациональных геометрических параметров трехслойных панелей, позво ляющая минимизировать их массу при обеспечении заданной прочности и жесткости;

алгоритм указанной методики реализован в виде электронной таблицы MS 6) Excel с пользовательскими подпрограммами, обеспечивающими автоматиза цию решения.

5. Экспериментальная проверка и практическая апробация результатов:

определены условия и разработаны аналитические зависимости, позволяю 1) щие создавать жесткостные масштабные макеты реальных кузовных конст рукций, при нагружении имеющие полностью подобную деформированную форму в пределах упругого поведения материала;

для рассмотренных прототипов автобусных кузовов и структурных единиц 2) кузова изготовлены жесткостные макеты в масштабе 0,1, которые испытаны на специально спроектированном и изготовленном приспособлении: а) маке ты кузовов – на изгиб и закручивание;

б) макеты структурных единиц – на сдвиг в их плоскости;

отличие теоретических результатов от экспериментальных данных (среднего) 3) составляет: а) до 9% по сдвиговой жесткости отдельных структурных единиц;

б) до 14% по крутильной жесткости кузовов;

в) до 25% по изгибной жестко - 291 сти кузовов;

г) до 10% по деформациям трехслойной панели;

д) до 14% по напряжениям в конструктивных элементах трехслойной панели;

положения диссертации внедрены в ООО «Промтех», ОАО «Павловский ав 4) тобус», а также в учебный процесс кафедры «Автомобили и тракторы»

ФГБОУ ВПО НГТУ им. Р.Е. Алексеева.

Практические рекомендации Кузов типа «монокок» является рациональной с точки зрения прочности и 1.

жесткости структурой для современных и очень востребованных в населен ных пунктах низкопольных автобусов.

Целесообразно проектировать автобусные кузова типа «монокок» по модуль 2.

ному принципу, когда кузов строится из отдельных структурных единиц, за ранее рассчитанных на действие соответствующих им нагрузок. Из таких «стандартных» модулей можно создавать автобусы различных длин и компо новок без проведения проектировочного прочностного расчета, что позволяет существенно упростить и ускорить процесс проектирования.

Для автобусных кузовов схожей с рассмотренными прототипами планировки 3.

и развесовки рекомендуется в районе передних колесных ниш использовать усиленную панель основания (усиленные обшивки и средний слой).

При КЭ-расчетах кузовных конструкций, включающих в свой состав нена 4.

дежные ЭКП, необходимо производить расчет в нелинейной постановке, т.е.

с учетом геометрической изменяемости конструкции в процессе деформиро вания.

Выгнутость или волнистость обшивки отрицательно влияет на сдвиговую 5.

жесткость и надежность ЭКП в виде рамы, подкрепленной тонкой обшивкой.

При выборе материалов для конструктивных элементов трехслойных панелей 6.

основания или крыши автобусного кузова необходимо, чтобы индекс жестко сти материала среднего слоя был ниже, чем индекс жесткости материалов обшивок, чтобы была возможность обеспечения их равнопрочности.

- 292 Трехслойные панели дают значительный выигрыш в собственной массе по 7.


сравнению с каркасной конструкцией только в случае их оптимизации по ма териалам основных частей и геометрическим параметрам, неоптимизирован ная трехслойная панель или панель, оптимизация которой была сильно огра ничена по выбору материалов и толщин силовых элементов, может уступать по собственной массе каркасной конструкции.

В случае невозможности точного изготовления и установки ребер среднего 8.

слоя панели в условиях автобусного предприятия, при проектировании сле дует закладывать угол наклона ребер в интервале 72,5…87,5°, допуск на от клонение угла наклона в сторону возрастания величины угла. При этом от клонение угла наклона от заданного значения в пределах 20° вызовет отличие касательных напряжений в отдельных ребрах в пределах ±5%.

При поиске рациональных геометрических параметров трехслойной панели, в 9.

случае, если ширина полок ребер среднего слоя t1,2 не зависит от угла наклона ребра, что задается конструктивно, то рациональным будет значение = 90°. Данная особенность позволяет уменьшить количество переменных в задаче оптимизации и уменьшить время решения.

10. Для автобуса I класса по Правилам №36 и №107 ЕЭК ООН с кузовом типа «монокок» и основанием в виде несущей трехслойной панели (не требуется обеспечения регламентированной прочности и жесткости несущей конструк ции кузова при опрокидывании) рациональным будет являться соединение несущего основания с боковинами близкое к шарнирному: обеспечивается передача, касательных и вертикальных усилий, но не изгибающего момента.

В этом случае наиболее просто будет обеспечиваться заданная первая собст венная частота колебаний панели основания.

- 293 БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК Авдонин, А.С. Прикладные методы расчета оболочек и тонкостенных 1.

конструкций / А.С. Авдонин // М.: Машиностроение, 1969. – 405 с.

Александров, А.Я. Конструкции с заполнителями из пенопластов / 2.

А.Я. Александров, М.Я. Бородин, В.В. Павлов // М.: Машиностроение, 1972.

– 211 с.

Расчет многослойных пластин и оболочек из 3. Алфутов, Н.А.

композиционных материалов / Н.А. Алфутов, П.А. Зиновьев, Б.Г. Попов // М.: Машиностроение, 1984. – 264 с.

Анурьев, В.И. Справочник конструктора-машиностроителя: справочник в 4.

трех томах. Том 1 / В.И. Анурьев // М.: Машиностроение, 1985. – 920 с.

Бабичев, А.П. Физические величины: справочник / А.П. Бабичев, 5.

Н.А. Бабушкина и др.;

под ред. И.С. Григорьева // М.: Энергоатомиздат, 1991.

– 1232 с. – ISBN 5-283-04013- Биргер, И.А. Прочность, устойчивость, колебания: справочник в трех томах.

6.

Том 1 / И.А. Биргер, Я.Г. Пановко и д.р.// М.: Машиностроение, 1968. – 831 с.

Биргер, И.А. Прочность, устойчивость, колебания: справочник в трех томах.

7.

Том 2 / И.А. Биргер, Я.Г. Пановко и д.р.// М.: Машиностроение, 1968. – 464 с.

Биргер, И.А. Прочность, устойчивость, колебания: справочник в трех томах.

8.

Том 3 / И.А. Биргер, Я.Г. Пановко и д.р// М.: Машиностроение, 1968. – 569 с.

Болотин, В.В. Механика многослойных конструкций / В.В. Болотин, 9.

Ю.Н. Новичков // М.: Машиностроение, 1980. – 376 с.

10. Бычков, А.В. Метод определения прочностных свойств кузова автобуса, выполненного с использованием слоистых конструкций.: дисс. на соиск. уч.

степени к.т.н. / А.В. Бычков // МАМИ. - М.: 2011. – 218 с.

11. ВИАМ. Авиационные материалы: справочник в девяти томах. Том 1 / под общ. ред. А.Т. Туманова, том 1 под ред. Н.М. Склярова, Я.М. Потака // М.:

ОНТИ, 1975. – 430 с.

- 294 12. Воронков, О.В. Автобусный кузов типа «монокок» с основанием и крышей в виде сэндвич-панелей с ребристым средним слоем / О.В. Воронков, В.И. Песков // Безопасность транспортных средств в эксплуатации: мат. 71-й международ. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2010. – С. 50.

13. Воронков, О.В. Конструкция каркаса крыши автобуса повышенной энергоемкости и жесткости / О.В. Воронков, В.И. Песков // Будущее технической науки: тез. докл. IV Междунар. молодежн. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2005. – С. 127.

14. Воронков, О.В. Методика выбора рационального сочетания материалов для трехслойной панели автобусного кузова / О.В. Воронков, В.И. Песков // Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2010. № 5(64). – С. 8 – 13.

15. Воронков, О.В. Методика обоснования параметров масштабных макетов для определения деформаций реальных конструкций О.В. Воронков, / В.И. Песков // Будущее технической науки: тез. докл. X Междунар.

молодежн. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2011. – С. 137.

16. Воронков, О.В. Модульная компоновка городского низкопольного автобуса с кузовом из сэндвич-панелей / О.В. Воронков, В.И. Песков // Будущее технической науки: тез. докл. VIII Междунар. молодежн. науч.-технич. конф.

/ НГТУ. – Н.Новгород, 2009. – С. 141.

17. Воронков, О.В. Новое в конструкции и проектировании автобусных кузовов:

монография / О.В. Воронков, В.И. Песков, А.А. Хорычев // НГТУ. – Н.Новгород, 2009. – 186 с.

18. Воронков, О.В. Определение рационального шага и угла наклона ребер цельностальной сэндвич-панели несущего основания автобусного кузова / О.В. Воронков, В.И. Песков, А.А. Демичев // Будущее технической науки:

тез. докл. VIII Междунар. молодежн. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2009. – С. 144.

19. Воронков, О.В. Определение рациональных параметров сэндвич-панели для несущего основания кузова автобуса / О.В. Воронков, В.И. Песков, - 295 А.А. Демичев // Будущее технической науки: тез. докл. VIII Междунар.

молодежн. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2009. – С. 142.

20. Воронков, О.В. Проблема потери устойчивости кузовных панелей при действии сдвигающих нагрузок / О.В. Воронков, В.И. Песков // Будущее технической науки: тез. докл. III Междунар. молодежн. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2004. – С. 170.

21. Воронков, О.В. Расчетно-экспериментальное исследование свойств ЭКП / О.В. Воронков, В.И. Песков // Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2013. № 3(80). – С. 28 – 33.

22. Воронков, О.В. Снижение массы автобусного кузова за счет применения в его конструкции оптимизированных несущих трехслойных панелей / О.В. Воронков, В.И. Песков // Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2012. № 2(73). – С. 24 – 27.

23. Воронков, О.В. Элементы механики современного автобусного кузова / О.В. Воронков, В.И. Песков // Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2011. № 3(68). – С. 44 – 52.

24. Гельфгат, Д.Б. Прочность автомобильных кузовов / Д.Б. Гельфгат // М.:

Машиностроение, 1972. – 144 с.

Особенности расчета напряженно-деформированного 25. Годжаев, З.А.

состояния несущей системы пассажирского автобуса / З.А. Годжаев, Ф.А. Фараджев, Е.А. Матвеев, В.С. Надеждин // Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2012. №4 (75). – С. 20 – 23.

26. Годжаев, З.А. Перспективные методы проектирования несущих систем автотранспортных средств, в том числе по критериям безопасности / З.А. Годжаев, Ф.А. Фараджев, Е.А. Матвеев, В.С. Надеждин // Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2012. №4 (75). – С. 34 – 38.

- 296 27. ГОСТ 3916.1-96. Фанера общего назначения с наружными слоями из шпона лиственных пород. Технические условия. / Межгосударственный совет по стандартизации, метрологии и сертификации. – Минск, 1996.

28. Григолюк, Э.И. Устойчивость и колебания трехслойных оболочек / Э.И. Григолюк, П.П. Чулков // М.: Машиностроение, 1973. – 172 с.

29. Долматовский, Ю.А. Основы конструирования автомобильных кузовов / Ю.А. Долматовский // М.: Машгиз, 1962. – 318 с.

30. Донелл, Л.Г. Балки, пластины и оболочки: Пер. с англ. / Под ред.

Э.И. Григолюка / Л.Г. Донелл // М.: Наука, 1982. – 586 с.

31. Зузов, В.Н. Исследование напряженно-деформированного состояния кузова автобуса применительно к системе автоматизированного проектирования несущих систем автомобилей: дисс. на соиск. уч. степени к.т.н. / В.Н. Зузов // МГТУ. – М., 1980.

32. Зузов, В.Н. Разработка методов создания несущих систем колесных машин с оптимальными параметрами: дисс. на соиск. уч. степени д.т.н. / В.Н. Зузов // МГТУ. – М., 2002.

33. Ильин, В.П. Численные методы решения задач строительной механики / В.П. Ильин, В.В. Карпов, А.М. Масленников // Минск: Издательство «Вышэйшая Школа», 1990. – 350 с.

34. Кац, А.М. Теория упругости / А.М. Кац // СПб.: Издательство «Лань», 2002.

– 208 с.

35. Ким И.В. Анализ экспериментальных методов оценки прочности силовой структуры транспортных средств категории М3, предусмотренных Правилами ЕЭК ООН № 66 и корректная постановка задачи математического моделирования / И.В. Ким, С.А. Морозов, Д.Г. Коробов, М.В. Лыюров, С.С. Гусев // Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2010. № 3.

36. Ким, И.В. Оценка прочности силовой структуры кузовов автобусов методами математического моделирования (часть 1) / И.В. Ким, В.Н. Зузов // - 297 Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2008. № 5. – С. 30 – 31.

37. Ким, И.В. Оценка прочности силовой структуры кузовов автобусов методами математического моделирования (часть 2) / И.В. Ким, В.Н. Зузов // Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2008. № 6. – С. 40 – 41.

Расчет трехслойных конструкций В.Н. Кобелев, 38. Кобелев, / В.Н.

Л.М. Коварский, С.И. Тимофеев // М.: Машиностроение, 1984. – 304 с.


39. Ковернинский, И.Н. Комплексная химическая переработка древесины:

учебник для ВУЗов / И.Н. Ковернинский, В.И. Комаров и д.р. // АГТУ. – Архангельск, 2002. – 347 с.

40. Колтунов, В.А. Теоретическое и экспериментальное исследование прочности кузова автобуса: дисс. на соиск. уч. степени к.т.н. / В.А. Колтунов // ГПИ. – Горький, 1974. – 306 с.

41. Крыжановский, В.К. Технические свойства полимерных материалов:

учебно-справочное пособие В.К. Крыжановский, В.В. Бурлов, / А.Д. Паниматченко, Ю.В. Крыжановская // СПб.: Издательство «Профессия», 2005. – 248 с.

42. Кудрявцев, С.М. Анализ конструктивных групп кузова автобуса ПАЗ-3205 с точки зрения прочности и жесткости кузова / С.М. Кудрявцев, Л.Н. Орлов, В.М. Исламов // Автомобильный транспорт в XXI веке: сб. науч. ст.

Междунар. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2003. – С. 163 – 166.

43. Кудрявцев, С.М. Исследование несущей системы кузова автобуса ПАЗ- / С.М. Кудрявцев, Д.В. Соловьев, В.А. Ермаков // Проектирование, испытания, эксплуатация транспортных машин и транспортно технологических комплексов: сб. науч. ст. Междунар. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н. Новгород, 2005. – С. 57 – 60.

44. Лизин, В.Т. Проектирование тонкостенных конструкций / В.Т. Лизин, В.А. Пяткин // М.: Машиностроение, 2003. – 448 с.

- 298 45. Мацак, В.А. Расчетные исследования кузовов автобусов из различных материалов / В.А. Мацак, Н.Ф. Бледная // Вестник Харьковского национального автомобильно-дорожного университета: журнал / ХГАДТУ. – Харьков, 2005. № 29. – С. 221 – 224.

46. Нарусберг, В.Л. Устойчивость и оптимизация оболочек из композитов / В.Л. Нарусберг, Г.А. Тетерс // Рига: Зинатне, 1988. – 299 с.

47. Орлов, Л.Н. Исследование основных характеристик безопасности кузовных конструкций автомобилей: дисс. на соиск. уч. степени к.т.н. / JI.H. Орлов // ГПИ. – Горький, 1974. – 242 с.

48. Орлов, Л.Н. Комплексная оценка безопасности и несущей способности кабин, кузовов автомобилей, автобусов: дисс. на соиск. уч. степени д.т.н. / Л.H. Орлов // НГТУ. – Н.Новгород, 2005. – 242 с.

Оценка пассивной безопасности, прочности кузовных 49. Орлов, Л.Н.

конструкций автомобилей и автобусов: монография / Л.Н. Орлов // НГТУ. – Н. Новгород, 2005 – 130 с.

Пассивная безопасность и прочность кузовов, кабин 50. Орлов, Л.Н.

автотранспортных средств. Методы расчета и оценки: учеб. пособ. / Л.Н. Орлов // НГТУ. – Н.Новгород, 2005. – 230 с.

51. Орлов, Л.Н. Расчетно-экспериментальная оценка прочности и пассивной безопасности кузова автобуса с трехслойными панелями / Л.Н. Орлов, А.В. Тумасов, А.С. Вашурин, С.А. Багичев, К.С. Ившин, А.Н. Анашкин // Журнал автомобильных инженеров: журнал / Издательский дом ААИ ПРЕСС. – М., 2011. №1(66). – с. 20 – 24.

52. Павлов, П.А. Сопротивление материалов: учебное пособие под. ред.

Б.Е. Мельникова П.А. Павлов, Л.К. Паршин, Б.Е. Мельников, / В.А. Шерстнев // СПб.: «Лань», 2003. – 528 с.

53. Павловский, Я. Автомобильные кузова: Пер. с польск. / Под ред.

Н.И. Воронцова / Я. Павловский // М.: Машиностроение, 1977. – 544 с.

Информационно-поисковая 54. Первый машиностроительный портал.

система ресурс] сайт ЗАО [Электронный : [офиц. «Первый - 299 машиностроительный», СПб, РФ]. – Электрон. дан. – Режим доступа:

http://www.1bm.ru/, платный. – Загл. с титул. экрана.

55. Песков, В.И. Использование сэндвич-панелей в конструкции автобусных кузовов В.И. Песков, О.В. Воронков Труды Нижегородского / // государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева: журнал / НГТУ. – Н.Новгород, 2010. № 3 (82). – С. 148 – 154.

56. Песков, В.И. Каркас кузова автобуса: свидетельство на полезную модель №39562, заявка №2004108377/22 от 22.03.2004.

57. Песков, В.И. Моделирование клеевого соединения ветрового стекла с проемом кузова / В.И. Песков, О.В. Воронков // Автомобильный транспорт в XXI веке: сб. науч. ст. Междунар. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2003. – С. 159.

58. Песков, В.И. Основы эргономики и дизайна автомобиля: учеб. пособие / В.И. Песков // НГТУ. – Н.Новгород, 2004. – 225 с.

59. Песков, В.И. Расчетно-экспериментальное сравнение жесткости автобусных кузовов В.И. Песков, О.В. Воронков Труды Нижегородского / // государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева: журнал / НГТУ. – Н.Новгород, 2013. № 4 (101). – С. 91 – 97.

60. Песков, В.И. Совершенствование конструкции несущего кузова автобуса / В.И. Песков, Д.В. Песков, Д.В. Киселев // Автомобильный транспорт в XXI веке: сб. науч. ст. Междунар. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2003. – С. 111.

61. Песков, В.И. Теория автомобиля / В.И. Песков // НГТУ. – Н.Новгород, – 176 с.

62. Пирякин, А.Г. Анализ прочности и жесткости кузова троллейбуса типа АКСМ-201 в эксплуатационных условиях / А.Г. Пирякин, С.М. Кудрявцев, Д.В. Соловьев, И.Н. Толкачев // Проектирование, испытания, эксплуатация транспортных машин и транспортно-технологических комплексов: сб. науч.

ст. Междунар. науч.-технич. конф. / НГТУ. – Н.Новгород, 2005. – С. 52 – 57.

- 300 63. Правила №107. Единообразные предписания, касающиеся официального утверждения транспортных средств категорий М2 и М3 в отношении их общей конструкции. Пересмотр 1. Добавление 106 / ЕЭК ООН – Женева, 2004.

64. Правила №36. Единообразные предписания, касающиеся официального утверждения пассажирских транспортных средств большой вместимости в отношении их общей конструкции. Пересмотр 2. Добавление 35 / ЕЭК ООН – Женева, 2002.

65. Правила №52. Единообразные предписания, касающиеся официального утверждения маломестных транспортных средств категорий М2 и М3 в отношении их общей конструкции. Пересмотр 2. Добавление 51 / ЕЭК ООН – Женева, 2003.

66. Правила №66. Единообразные предписания, касающиеся официального утверждения крупногабаритных пассажирских транспортных средств в отношении прочности их силовой структуры. / ЕЭК ООН. – Женева, 2006.

67. Ротенберг, Р.В. Подвеска автомобиля. Колебания и плавность хода / Р.В. Ротенберг // М.: Машиностроение, 1972. – 392 с.

68. Русский автобус. Торговый центр. Группа ГАЗ. Русские автобусы [Электронный ресурс] : [офиц. сайт Группы ГАЗ, Н.Новгород, РФ]. – Электрон. дан. – Режим доступа: http://rusbus.ru/, свободный. – Загл. с титул.

экрана.

69. Седов, Л.И. Методы подобия и размерности в механике / Л.И. Седов // М.:

Наука, 1977. – 440 с.

70. Соловьев, Д.В. Разработка методики расчета оптимальных параметров сечений элементов несущей системы автобуса: дисс. на соиск. уч. степени к.т.н. / Д.В. Соловьев // НГТУ. – Н.Новгород, 2001.

71. Тессер, Е. Кузова большегрузных автомобилей: Пер. с польск. / Под ред.

Н.И. Воронцова / Е. Тессер // М.: Машиностроение, 1979. – 232 с.

72. Технический регламент о безопасности колесных транспортных средств.

/ Постановление Правительства РФ. – М., 2009.

- 301 73. Тимошенко, С.П. Пластинки и оболочки / С.П. Тимошенко // М.:

Гостехиздат, 1959. – 625 с.

74. Тимошенко, С.П. Сопротивление материалов: справочник в двух томах.

Том 1. / С.П. Тимошенко // М.: Гостехиздат, 1959. – 359 с.

75. Тимошенко, С.П. Сопротивление материалов: справочник в двух томах.

Том 2. / С.П. Тимошенко // М.: Гостехиздат, 1959. – 469 с.

76. Тумасов, А.В. Расчетная оценка прочности измененной конструкции кузова автобуса / А.В. Тумасов, Л.Н. Орлов, В.А. Колтунов, А.М. Грошев // Политранспортные системы: тез. докл. V Всероссийской науч.-технич. конф.

/ Сиб. Федер. Ун-т;

Политехн. ин-т. – Красноярск, 2007. – С. 295 – 299.

77. Фентон, Д. Несущий каркас кузова автомобиля и его расчет: Пер. с англ. / Под ред. Э.И. Григолюка / Д. Фентон // М.: Машиностроение, 1984. – 200 с.

78. Феодосьев, В.И. Сопротивление материалов: учебник для ВТУЗов / В.И. Феодосьев // М.: Наука, 1964. – 536 с.

79. ЦКБ по СПК. Исследование вопросов снижения веса и трудоемкости изготовления корпусных конструкций судов на подводных крыльях при использовании слоистых панелей: Технический отчет по теме А-I-5/ раздел Б / ЦКБ по СПК. – Горький, 1968. – 369 с.

80. Шайдулин, М.Г. Исследование вопросов оптимального проектирования трехслойных корпусных конструкций: дисс. на соиск. уч. степени канд. техн.

наук / М.Г. Шайдулин // ГПИ. – Горький, 1979.

81. Butdee, S. Knowledge Capitalization to Bus Body Light weight Redesign and Validated by FEM / S. Butdee, S. Manokruang // Proceedings of IDMME – Virtual Concept 2010: IDMME P126. – Bordeaux, France, October 20 – 22, 2010.

82. Butdee, S. TRIZ method for light weight bus body structure design / S. Butdee, F. Vignat // AMME: journal / International OCSCO World Press. – Vol. 31 Issue 2, December 2008, p. 456 – 462.

83. Crocker, J. Intercity Bus Weight Reduction Program. Phase I: Technical Paper Series 13560E / J. Crocker, M. Zgela, C. DesRoshers, G. Delbridge, Y. Boiwin, - 302 A. Dulac, L. Tardif // Martec Ltd., Prevost Car, Virtual Prototyping Technologies Inc. for Transportation Developement Centre of Transport Canada, 2000.

84. Crocker, J. Intercity Bus Weight Reduction Program. Phase II: Technical Paper Series 14243E / J. Crocker, A. Dulac, G. Delbridge // Martec Ltd., Prevost Car for Transportation Developement Centre of Transport Canada, 2003.

85. Emmons, B.J. Lightweight Stainless Steel Bus Frame. Phase III: High Strength Weight Reduction Materials. Lightweight Vehicle Structures. FY 2003 Progress Report. / B.J. Emmons // Autokinetics Inc. - USA, Rochester Hills, 2003.

86. Emmons, B.J. Ultralight Stainless Steel Urban Bus Concept: SAE Technical Paper Series 2001-01-2073 / B.J. Emmons, L.J. Blessing // Autokinetics Inc. - USA, Washington, 2001.

87. Fernandes, A.A. Litebus. Modular lightweight sandwich bus concept / A.A. Fernandes, A. Ferreira, G. Cirrone, R. Adams, F. Araujo, M. Scamuzzi, J. Ruiz, F. Fernandes, T. Vicente, O. Salomon, G. Ziegmann, M. Burman, U. Mauri, L. Vergani // Transport Research Arena. Europe, 2008.

88. Kujala, P. Steel Sandwich Panels in Marine Applications / P. Kujala, A. Klanac // Helsinki University of Technology, Ship Laboratory. Espoo, Finland / Brodo Grandja 56 (2005) 4, p. 305 – 314.

89. Lan, F. Comparative analysis for bus side structures and lightweight optimization / F. Lan, J. Chen, G. Lin // The School of Automotive Engineering, Jilin University, Changchun, People’s Republic of China;

Mechanical and Manufacturing Engineering, University of Birmingham, Birmingham, UK / Proc. Instn. Mech.

Engrs. Vol. 218 Part D : J. Automobile Engineering. D21103 IMechE, 2004.

90. Lascoup, B. On the interest of stitched sandwich panel / B. Lascoup, Z. Aboura, K. Khellil, M. Benzeggagh, J. Maquet // Universite de Technologie de Compiegne:

STRUCTISO - France, Paris, 2003. – 18 p.

91. Manokruang, S. Methodology of Bus-Body Structural Redesign for Lightweight Productivity Improvement / S. Manokruang, S. Butdee // King Mongkut’s University of Technology North Bangkok Press / AIJSTPME. – Bangkok, Thailand, 2009. 2 (2), р. 79 – 87.

- 303 92. MatWeb. Material property data [Электронный ресурс] : [офиц. сайт MatWeb, LCC, Blacksburg / Virginia, США]. - Электрон. дан. - Режим доступа:

http://www.matweb.com/, свободный. - Загл. с титул. экрана.

93. Metawell. Metal Sandwich Technology [Электронный ресурс] : [офиц. сайт Metawell GmbH, Neuburg / Donau, Germany]. – Электрон. дан. – Режим доступа: http://www.metawell.de/en/home/, свободный. – Загл. с титул. экрана.

94. Valdevit, L. Structural performance of near-optimal sandwich panels with corrugated cores / L. Valdevit, Z. Wei, C. Mercer, F.W. Zok, A.G. Evans // Division of Engineering and Applied Sciences, Harvard University, USA;

Materials Deparment, University of California, USA / International Journal of Solids and Structures 43 (2006), p. 4888-4905. Elsevier Ltd.: doi: 10.1016 / j.ijsolstr.2005.06.073.

95. Vilpas, M. Novel Stainless Steel Solutions in Bus Structures / M. Vilpas, A. Kyrolinen // Industrial Systems Review, 2002. p. 44 – 49.

- 304 ПРИЛОЖЕНИЕ А АКТЫ О ВНЕДРЕНИИ РЕЗУЛЬТАТОВ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОЙ (ОПЫТНО КОНСТРУКТОРСКОЙ) РАБОТЫ Рис. А.1. Скан акта о внедрении в ООО «Промтех»

- 305 Рис. А.2. Скан акта о внедрении в ООО «Промтех»

- 306 Рис. А.3. Скан акта о внедрении в НГТУ им. Р.Е. Алексеева, стр. 1 из - 307 Рис. А.4. Скан акта о внедрении в НГТУ им. Р.Е. Алексеева, стр. 2 из - 308 Рис. А.5. Скан акта о внедрении в ОАО «Павловский автобус», стр. 1 из - 309 Рис. А.6. Скан акта о внедрении в ОАО «Павловский автобус», стр. 2 из - 310 ПРИЛОЖЕНИЕ Б ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ МЕХАНИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ТЕХНИЧЕСКОЙ БУМАГИ Для макетирования автобусных кузовных конструкций в рамках данной работы был выбран материал: техническая бумага. Данный выбор основывался на следующих положениях:

доступность материала в виде листов некоторого ряда толщин;

1) стабильность механических характеристик;

2) стабильность геометрических характеристик:

3) а) постоянство толщины листа;

б) удовлетворительная плоскостность и параллельность граней листа;

технологичность: легко осуществляется разметка (принтер, плоттер), гибка, 4) резка, соединение (склеивание);

с достаточной степенью достоверности данный материал можно считать 5) условно изотропным ввиду хаотичного размещения коротких волокон;

у определенных сортов бумаги коэффициент Пуассона может принимать 6) значение около 0,29 [39], что очень близко к соответствующему значению для малоуглеродистой конструкционной стали.

Пункты (2) и (3) справедливы в силу массового производства технической бумаги и, как следствие, высокой стабильности технологии ее изготовления.

Однако для соблюдения данных пунктов в процессе изготовления макета необходимо поддерживать в мастерской испытательной лаборатории / приблизительно постоянные условия (температура, влажность воздуха) и использовать листы бумаги из одной упаковки. Пункты (5) и (6) крайне важны с позиций макетирования общепринятой и наиболее распространенной на данный момент стальной каркасной конструкции автобусного кузова.

Для макетирования были выбраны два сорта технической бумаги, отличающиеся толщиной листа. Далее техническую бумагу меньшей толщины листа будем называть «бумага», а большей толщины листа – «ватман». Для замера толщин листов использовался микрометр МК 0-25 мм ГОСТ 6507-60 с ценой - 311 деления 0,01_мм. Результаты замера толщин листов приведены в табл. Б.1.

Протокол замера толщин листов приведен в табл. Б.6.

Таблица Б.1.

Результаты замера толщин листов технической бумаги Количество Среднеквадратичное Погрешность Погрешность Сорт Среднее, мм отн., % замеров отклонение, мм абсолют., мм 4·10- 40 0,099 0,007 Бумага 7·10- 40 0,236 0,007 Ватман Для дальнейших расчетов принимаем следующие толщины листов:

а) бумага – 0,1 мм;

б) ватман – 0,24 мм.

Плотность технической бумаги также определялась экспериментальным путем, а именно: путем замера геометрических размеров набора образцов и дальнейшего их взвешивания. Тогда:

= M /V, (Б.1) где - плотность материала;

M - масса набора образцов;

V - их объем.

Образцы представляли собой квадратные пластины со стороной 40±0,1 мм.

Толщина каждого образца замерялась при помощи микрометра МК 0-25 мм ГОСТ_6507-60 с ценой деления 0,01 мм. Для взвешивания использовались механические весы маятникового типа с минимальной массой гири 10 мг.

Результаты замера плотности бумаги и ватмана приведены в табл. Б.2. Протокол испытания приведен в табл. Б.7.

Таблица Б.2.

Результаты экспериментального определения плотности Количество Среднее, Среднеквадратичное Погрешность Погрешность Сорт г/см3 отклонение, г/см3 абс., г/см3 отн., % замеров 3 0,783 0,0040 0,019 Бумага 3 0,843 0,0013 0,009 Ватман При определении плотности бумаги и ватмана использовалось отличное количество образцов: 7 для ватмана и 21 для бумаги, чтобы суммарная масса набора образцов составляла приблизительно одинаковую величину.

- 312 Б.1. Испытание на трехточечный изгиб Испытание тонкостенной балки из технической бумаги на трехточечный изгиб необходимо для определения модуля упругости I рода данного материала.

Изгиб выбран, т.к. при данном способе нагружения деформация испытуемого образца достаточно велика, т.е. ее можно с высокой точностью измерить, а также величину прогиба легко регулировать размером пролета между опорами. Изгиб также является основным нагрузочным режимом для силовых элементов автобусного кузова общепринятой на данный момент каркасной конструкции.

Схема нагружения испытательного образца приведена на рис. Б.1.

Статическое нагружение производилось путем ступенчатого приложения весовой нагрузки, для измерения которой использовались электронные весы с диапазоном измерения 0-5 кгс и ценой деления 1 гс. Для измерения деформации использовался индикатор часовой ИЧ 0-10 мм ГОСТ 577-68 ценой деления 0,01 мм.

Рис. Б.1. Схема испытания образца на 3-точечный изгиб На рис. Б.1 обозначено: L - пролет между опорами;

F - нагрузка;

деформация балки;

b, h, t, s - геометрические параметры поперечного сечения образца. При испытаниях указанные величины имели следующие значения:

L = 150 ± 1 мм;

b h = 5 10 ± 0,2 мм. Замер производился штангенциркулем с минимальной ценой деления 0,1 мм. Величина t ввиду чувствительности влияния на результат замерялась непосредственно для каждого листа, из которого изготовлялись опытные образцы, и в зависимости от испытуемого материала - 313 принимала следующие значения: бумага – 0,1 мм;

ватман – 0,23 мм;

проклеенная бумага – 0,2_мм (толщина клеевого слоя не учитывалась). Измерение производилось микрометром МК 0-25 мм ГОСТ 6507-60 с ценой деления 0,01 мм.

Для проклеенной бумаги (2 слоя бумаги, между ними 1 слой клея) не учитывалась толщина клеевого слоя в силу того, что при последующем конечно-элементном моделировании и при аналитических расчетах, с результатами которых предполагается сравнение результатов экспериментов, толщина клеевого слоя также не учитывалась. Таким образом, для проклеенной бумаги необходимо было получить некоторую усредненную величину модуля упругости рода, I учитывающую влияние клеевого слоя.

Определение величины модуля упругости I рода осуществлялось с учетом следующих известных соотношений [78]:

= F L3 /(48 E J ) E = F L3 /( 48 J ) или (Б.2) k = F / = 48 E J / L3 E = k L3 /(48 J ), (Б.3) где J - момент инерции поперечного сечения образца относительно нейтральной оси изгиба;

k - жесткость образца в месте приложения усилия (оно же – место измерения деформации).

Предпочтительным является использование зависимости (Б.3), т.к. при колебании измеряемой кривой F () она дает более точный результат, основанный сразу на всех измеренных значениях. В этом случае k есть постоянный коэффициент в зависимости F = k, которая получается по методу наименьших квадратов на основании измеренных значений.

Зависимости (Б.2) и (Б.3) подразумевают учет только изгибных деформаций, т.е. пренебрежение деформациями от сдвига, что представляется правомерным в силу L / h = 15 10, т.е. испытательный образец можно считать длинной балкой.

Момент инерции поперечного сечения образца относительно нейтральной оси изгиба определялся по следующей зависимости [78]:

J = y 2 dA = 2 (b t (h / 2) 2 + t h 3 / 12), (Б.4) A - 314 где A - площадь поперечного сечения образца;

y - расстояние от нейтральной оси до элементарного участка поперечного сечения образца.



Pages:     | 1 |   ...   | 4 | 5 || 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.