MODELOVÁNÍ POHYBU MECHANISMŮ (ADAMS)

Transkript

1 MODELOVÁNÍ POHYBU MECHANISMŮ (ADAMS)

2 Obsah 1. Multibody dynamika 2. Dynamika silničních vozidel 3. Silniční prostředky hromadné dopravy 4. Cisternový návěs 5. Kolejová vozidla 6. Jaderné strojírenství 7. Závěr 2

3 Multibody dynamika Základem multibody dynamiky jsou fyzikální modely reálných objektů založené na soustavách tuhých a poddajných těles. Tyto modely umožňují řešení podstatně obecnějších problémů než přístupy založené na metodě konečných prvků, protože nejsou závislé na kontinuálním modelu vyšetřovaného systému. Výpočtové modely založené na soustavách těles umožňují zavedení obecných silových účinků a tím jsou vhodné pro zahrnutí široké škály vnějších i vnitřních vlivů různého charakteru (řízení, zpětných vazeb, kapaliny, větru, proměnné gravitace atd.). 3

4 Multibody dynamika Multibody dynamika se v celosvětovém měřítku začala výrazně rozvíjet od 70-tých let minulého století, a to ve spojení s vývojem výpočetní techniky a programového vybavení. Za uvedené období multibody dynamika prošla vývojem z klasické mechaniky soustav těles k nezávislému odvětví mechaniky, které má multidisciplinární charakter a široké aplikační uplatnění. Multibody simulace mají nezastupitelný význam zejména při vývoji průmyslových robotů, silničních a kolejových vozidel, objektů pro kosmický výzkum a výrobních strojů. V současné době se navíc multibody simulace uplatňují i v případě objektů živé přírody, zejména v biomechanice člověka. 4

5 Multibody dynamika časopis Multibody System Dynamics, tématické konference pořádané European Community on Computational Methods in Applied Sciences (ECCOMAS) - Multibody Dynamics 2003 v Lisabonu, Multibody Dynamics 2005 v Madridu a následující Multibody Dynamics 2007 v Milánu, asijské konference Asian Conference on Multibody Dynamics, jejichž třetí ročník se uskutečnil v roce 2006 vtokiu, za účasti předních světových odborníků v České republice kurz Virtual Nonlinear Multibody Systems v Praze v roce

6 Multibody dynamika MBS programy jsou určeny pro vyšetřování kinematických veličin a dynamického chování prostorových vázaných mechanických systémů tvořených soustavou těles. MBS modely jsou dány konečným počtem těles navzájem spojených kinematickými vazbami a pružně tlumícími členy. Tělesa se v rámci kinematických vazeb, pružně tlumících členů, způsobu připojení k základu (zemi) a dalších okrajových podmínek mohou pohybovat v prostoru. Každé těleso je definováno setrvačnostními vlastnostmi (hmotností, souřadnicemi těžiště a momenty setrvačnosti). Na tělesech se zadávají body. V bodech lze tělesa spojovat kinematickými vazbami a pružně tlumícími členy, dále lze v bodech působit na tělesa vnějšími silami a momenty. 6

7 Multibody dynamika Po sestavení MBS modelu je možné simulovat jeho pohyb. Při simulacích pohybu modelů generují MBS programy Lagrangeovou metodou nelineární pohybové rovnice, které jsou řešeny přímou numerickou integrací. Sledovanými veličinami jsou výchylky, rychlosti a zrychlení jednotlivých těles, síly a momenty působící v kinematických vazbách a v pružně tlumících členech. Výsledky lze získat ve formě číselných dat, ve formě grafů nebo znázorněním modelu (statickým nebo s animací). Kromě pohybu: lineární analýza a rovnovážná poloha. Možnost použití pružných těles. Využití modulů. 7

8 Multibody dynamika řešení problematiky z oblasti dopravního strojírenství, z oblasti jaderného a energetického strojírenství a částečně i z oblasti biomechaniky, software alaska, SIMPACK, MSA, vlastní výpočtové modely v systému MATLAB, realizační výstupy zejména aplikačního charakteru, výhoda - možnost verifikace výpočtových modelů na základě provozních a laboratorních měření na reálných konstrukcích. 8

9 Dynamika silničních vozidel Úrovně přiblížení: dynamika samotného vozidla, uvažování vlivu řidiče (složitější). 3 typy vyšetřování: podélná dynamika, tj. při přímé jízdě (jízdní odpory, jízdní výkony, brždění, zrychlování), směrová a jízdní stabilita, kmitání vozidla (vertikální, svislá dynamika). 9

10 Dynamika silničních vozidel 10

11 Dynamika silničních vozidel 11

12 Dynamika silničních vozidel jízdní odpory 1. Valivý odpor deformací pneumatiky a vozovky, vliv huštění pneumatiky, vliv rychlosti vozidla, vliv povrchu vozovky, vliv směrové úchylky (při zatáčení). uvažování vlivu řidiče (složitější). 2. Vzdušný odpor, vliv geometrie vozidla, vliv větru. 12

13 Dynamika silničních vozidel jízdní odpory 3. Odpor stoupání. 4. Odpor zrychlení setrvačná síla působící proti směru zrychlení odpor posuvné části, odpor otáčejících se částí. Celkový jízdní odpor = součet všech odporů. 13

14 Reálný trolejbus Multibody model trolejbusu ŠKODA 21 Tr 14

15 Vlnovcová a vaková pružina 15

16 Protokoly z měření charakteristik vzduchových pružin 16

17 Hydraulické tlumiče pérování Hydraulické tlumiče tlumí nárazy při jízdě po nerovné vozovce a kmitání odpružené hmoty Transformace mechanické energie v jiné formy energie v důsledku hydraulického odporu při průchodu tekutiny přes škrtící ventily Různá konstrukční řešení Jednoplášťové a dvouplášťové Různé typy uchycení Omezení maximální a minimální délky (dorazy)

18 Zjednodušené schéma dvouplášťového tlumiče pístnice pracovní válec s kapalinou ochranný plášť vyrovnávací prostor pracovní píst vyrovnávací ventil vnější plášť

19 Hydraulické tlumiče pérování Kromě síly od hydraulického odporu lze respektovat sílu od pružného uložení pryžová pouzdra O pryžové kroužky O

20 Modelování hydraulických tlumičů Znalost silového působení v závislosti na relativním pohybu bodů uchycení tlumiče Fyzikální, reologické a neparametrické modely Omezení programovými prostředky znalostí změřených charakteristik požadovaným výpočetním časem

21 Výrobní výkres a protokol z měření charakteristik tlumiče 21

22 Modelování hydraulických tlumičů Lineární rychlostní charakteristika Asymetrická bilineární rychlostní charakteristika

23 Modelování hydraulických tlumičů Nelineární rychlostní charakteristika získaná měřením

24 Modelování hydraulických tlumičů Lze zahrnout navíc charakteristiky pružného nebo hydraulického dorazu Sériové spojení tlumícího a pružného prvku Nelineární deformační hydraulického dorazu

25 Modelování hydraulických tlumičů Charakteristika silentbloku 25

26 Pneumatiky Přilnavost, skluz a prokluz 26

27 Pneumatiky Hrotový model. Pacejka similarity. Pacejka magic formula radiální tuhost, součinitel přilnavosti, vratný moment, boční síla. Stacionární model koeficient tření v závislosti na podélném skluzu, příčná síla v závislosti na úhlu skluzu, vratný moment v závislosti na úhlu skluzu, příčná síla v závislosti na úhlu odklonu kola vše navíc v závislosti na normálové síle. SWIFT, FTIRE teorie pružného prstence (ADAMS). Uvažování odskoku. 27

28 Měření radiálních charakteristik 28

29 Měření radiálních charakteristik Náhrada kmitající soustavou s jedním stupněm volnosti. Poměrný útlum z logaritmického dekrementu. Koeficient tlumení 29

30 Měření radiálních charakteristik Funkce lsqcurvefit systému MATLAB 30

31 Měření radiálních charakteristik Charakteristika: síla v závislosti na deformaci. 1 rovná plocha, 2 válcová úseč 3 ostrá nerovnost 31

32 Měření radiálních charakteristik 1 rovná plocha, 2 válcová úseč 3 ostrá nerovnost 32

33 Schéma zavěšení pravé přední polonápravy (pohled zepředu)

34 Schéma zavěšení zadní nápravy (pohled shora)

35 Podklady pro určení charakteristik silentbloků v okách vodících tyčí

36 Dynamika silničních vozidel hnací ústrojí Charakteristika hnacího ústrojí. - složitější při uvažování řazení rychlostních stupňů Ideální charakteristika motoru 36

37 Dynamika silničních vozidel brždění Brždění hydraulické brzdy, elektrodynamické brzdy, vzduchové brzdy. 37

38 Dynamika silničních vozidel V oblasti problematiky silničních dopravních prostředků lze výsledky multibody simulací využít zejména: 1. Pro hodnocení jízdních vlastností vozidel. 2. Pro posouzení vhodnosti použitých prvků vypružení náprav. 3. Jako vstupní data pro výpočet namáhání podvozku a karoserie MKP programy. 4. V oblasti hodnocení únavové životnosti vozidel. 5. Pro zvýšení jízdního pohodlí a pasivní bezpečnosti řidiče a cestujících. 38

39 Dynamika silničních vozidel vertikální dynamika Jednoduchý model vozidla s řidičem. 39

40 Dynamika silničních vozidel vertikální dynamika Schéma vozidla s řidičem. 40

41

42 Silniční prostředky hromadné dopravy ŠKODA OSTROV autobusy a městské trolejbusy, NEOPLAN USA Corporation autobus a kloubový trolejbus pro město Boston, SOR meziměstské autobusy, zpravidla multibody modely prázdného a plně naloženého vozidla, základní multibody model a multibody model s detailním kinematickým modelem zavěšení náprav, výsledky simulací využívány jako vstupní data MKP programů pro výpočty namáhání karoserií a podvozkových částí vozidel, v oblasti hodnocení únavové životnosti dynamicky zatěžovaných částí vozidel, pro zlepšení jízdních vlastností vozidel, pro posuzování vhodnosti a návrhu vlastností prvků vypružení náprav a pro posuzování pasivní bezpečnosti a jízdního pohodlí řidiče a cestujících. 42

43 Simulace jízdy po nerovném povrchu Optimálních dynamických vlastností vozidla určeného pro přepravu osob lze zpravidla, v závislosti na jeho konstrukčním řešení, dosáhnout správnou volbou prvků vypružení náprav. Významnou vypovídací schopnost o vertikálních dynamických vlastnostech vozidla a o vhodnosti použitých prvků vypružení náprav má jízda po nerovném povrchu vozovky. Pro hodnocení vertikálních dynamických vlastností vozidla při jízdě po nerovném povrchu vozovky je nutná znalost charakteristik tohoto povrchu, tzn. statistických vlastností nerovností povrchu nebo přímo jeho geometrie. 43

44 Simulace jízdy po nerovném povrchu Sledovanými veličinami jsou časové průběhy relativních výchylek pružin, relativních rychlostí v tlumičích, napětí působících ve vodicích tyčích či ramenech náprav a zrychlení na různých místech v interiéru vozidla. 44

45 Simulace jízdy po nerovném povrchu ŠKODA VÝZKUM s.r.o. zkušební trať tvořena ze tří normalizovaných umělých překážek (podle ČSN Překážka II: h =60mm, R = 551 mm, d = 500 mm). 45

46 Reálný trolejbus Multibody model trolejbusu ŠKODA 21 Tr 46

47 Experimentální měření Experimentální měření na prázdném nízkopodlažním trolejbusu ŠKODA 21 Tr byla provedena v depu Dopravního podniku města Hradce Králové v říjnu roku 2004 Měřeny byly: 1. relativní výchylky mezi nápravami a podvozkovým rámem (4 snímače zdvihu), 2. napětí na levých ramenech a vodících tyčích a na osmi vybraných místech karoserie a podvozkového rámu trolejbusu (12 tenzometrů), 3. vertikální zrychlení na dolních ramenech levé a pravé přední polonápravy, na zadní nápravě a na čtyřech místech v interiéru vozidla (7 akcelerometrů). 47

48 Virtuální modely trolejbusu Multibody modely trolejbusu ŠKODA 21 Tr v software alaska se liší modelem zavěšení náprav a modelem karoserie. Vzduchové pružiny a hydraulické tlumiče ve vypružení náprav a silentbloky v místech montáže některých konstrukčních částí trolejbusu jsou modelovány propojením odpovídajících těles nelineárními silovými pružně tlumicími prvky. Hrotový model pneumatik; radiální tuhostní a tlumicí vlastnosti pneumatik modelovány nelineárními silovými pružně tlumicími prvky s uvažováním možnosti odskoku pneumatiky od vozovky.

49 Virtuální modely trolejbusu Data pro multibody modely: Geometrické údaje, hmotnosti, souřadnice těžišť a hmotové momenty setrvačnosti těles odpovídajících jednotlivým konstrukčním částím trolejbusu, charakteristiky vzduchových pružin, charakteristiky tlumičů ve vypružení náprav, charakteristiky pneumatik, tuhosti silentbloků v prvcích zavěšení náprav.

50 Výsledky experimentu a simulací Výsledky první zdokumentované zkušební jízdy při rychlosti trolejbusu 43 km/h. Po přejezdu poslední překážky zkušební trati nedojde k postupnému utlumení zaznamenaných relativních výchylek na nulovou hodnotu. Příčinou je následné brždění trolejbusu, které bylo nezbytné z důvodu vychýlení trakčního vedení z přímého směru cca po 50 metrech za koncem poslední překážky. Vstupním údajem pro simulace zkušebních jízd byla pouze rychlost vozidla. Všechny jízdy po virtuální zkušební trati začínají v čase 4 sekundy od začátku simulace jízdy multibody modelu trolejbusu. Tato doba je dostatečná pro odeznění dynamických dějů při přechodu multibody modelu z počáteční polohy do ustáleného stavu před simulací zkušební jízdy. Výsledky simulací byly získány při použití Shampinova- Gordonova integračního algoritmu.

51 Výsledky experimentu a simulací Levá přední polonáprava

52 Výsledky experimentu a simulací Zadní náprava vlevo

53 Výsledky experimentu a simulací

54 Závěr - jízda po nerovném povrchu Největší rozdíly mezi experimentálně stanovenými extrémními hodnotami relativních výchylek a stanovených při simulacích jsou při roztahování prvků vypružení (tzn. v oblasti kladných hodnot) zadní nápravy (až 3 krát větší). Z časových průběhů sledovaných relativních výchylek je zřejmé, že v oblasti roztahování vzduchových pružin zadní nápravy dochází k výraznějšímu utlumení relativních výchylek stanovených při simulacích (u přední nápravy se projevuje méně). Na základě výsledků simulací lze usoudit, že charakteristiky tlumičů změřené za určitých podmínek na laboratorním zkušebním zařízení (tj. při harmonickém buzení a při zdvihu 100 mm) neodpovídají v oblasti roztahování podmínkám zatěžování tlumičů v reálném vozidle při přejezdech výrazných nerovností vozovky. Při stlačování prvků vypružení náprav (tzn. v oblasti záporných hodnot) je shoda výsledků experimentálních měření a simulací v časových průbězích i v extrémních hodnotách relativních výchylek dobrá.

55 Závěr - jízda po nerovném povrchu Kromě charakteristik tlumičů je příčina některých odchylek výsledků simulací vzhledem k výsledkům experimentálních měření samozřejmě i v neznalosti všech podmínek zkušebních jízd s reálným trolejbusem potřebných pro přesnější provedení simulací (nebyla změřena skutečná výška vzduchových pružin, nebyl zjišťován tlak huštění pneumatik a vozidlo nebylo zváženo byly použity konstrukční údaje) a v samotné podstatě počítačových modelů (virtuální model je vždy zjednodušením reálné konstrukce). Při byl vyšetřování vlivu změn modelu výrazných nerovností vozovky, změn charakteristik radiálních pružně tlumicích vlastností pneumatik a změn charakteristik vzduchových pružin, potvrdily, že hlavní příčina rozdílných výsledků experimentálních měření a simulací je v zatěžovacích charakteristikách hydraulických tlumičů. Následující etapa verifikace multibody modelů trolejbusu ŠKODA 21 Tr bude tedy zákonitě věnována stanovení méně strmé charakteristiky tlumičů pérování (zejména zadní nápravy) v oblasti roztahování.

56 Závěr - jízda po nerovném povrchu Vzájemné porovnání výsledků simulací přineslo očekávané projevy uvažovaných multibody modelů trolejbusu. Při simulacích s nejtužším multibody modelem (tzn. z tuhých těles se zjednodušenou kinematikou zavěšení náprav) jsou identifikovány největší extrémní hodnoty relativních výchylek vzduchových pružin, při simulacích s nejpoddajnějším multibody modelem (tzn. s detailní kinematikou zavěšení náprav s elastickou částí karoserie) jsou extrémy relativních výchylek vzduchových pružin nejmenší.

57 Simulace pomalého čelního nárazu do betonové stěny zkouška pro ověřování bezpečnosti vozidel hromadné dopravy čelní náraz rychlostí 5 km/h do betonové stěny, při tomto nárazu by nemělo dojít k trvalé deformaci konstrukce vozidla. 57

58 Simulace pomalého čelního nárazu do betonové stěny časové průběhy a extrémní hodnoty deformace nárazníku, zrychlení na přední stěně autobusu a celkové síly přenášené do přední stěny autobusu. Časové průběhy celkové síly [N] přenášené do přední stěny a podélné zrychlení [m/s 2 ] na přední stěně autobusu ŠKODA 21 Ab 58

59 Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu Trolejbus ŠKODA 22 Tr vyráběn od roku 1996, modernizace od roku 2002 nové kloubové spojení, nové hnací nápravy. Měření se uskutečnila s prázdným i s naloženým vozidlem na vybraných úsecích trolejbusových tratí v Ústí nad Labem. 59

60 Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu Jízdní manévry realizované při zkušebních jízdách byly pro vozidlo méně náročné než požaduje metodika náhlého předjížděcího manévru podle ISO Zkušební manévry spočívaly v náhlém přejetí z pravého jízdního pruhu vozovky do levého, bezprostředně následovaném stejně rychlým návratem do pravého pruhu. 60

61 Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu Počáteční rychlost zkušebních jízd byla stanovena na 30 km/h. Při jízdách s prázdným trolejbusem byly zkoušky ukončeny při rychlosti 60 km/h, při jízdách s naloženým vozidlem (zatíženým na cca 91 % největší povolené hmotnosti) byly s ohledem na problematické chování vozidla zkoušky ukončeny již při rychlosti 45 km/h. Snímané veličiny: časové průběhy úhlu natočení volantu, úhlu vzájemného natočení předního a zadního vozu trolejbusu (tzv. úhlu lomení), úhlu klopení zadního vozu a bočního zrychlení zadního vozu nad zadní nápravou. 61

62 Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu Při všech absolvovaných jízdních manévrech dosahoval úhel klopení zadního vozu (cca 6 8 ) zřetelně větších hodnot než úhel klopení předního vozu. Navíc při některých zkušebních jízdách bylo pociťováno dosednutí dorazu, přičemž nebylo možné jednoznačně určit, zda se jedná o doraz kloubového spojení nebo doraz zadní nápravy. Na základě výsledků zkušebních jízd bylo výrobci doporučeno provést na vozidle konstrukční úpravy, které povedou ke zmenšení úhlu klopení zadního vozu trolejbusu. 62

63 Stabilizátor Jako konstrukční řešení pro zmenšení úhlu klopení zadního vozu trolejbusu ŠKODA 22 Tr bylo zvoleno použití stabilizátoru zadního vozu. Ověření vhodnosti jeho konstrukčního řešení provedeno s využitím počítačových simulací s multibody modely trolejbusu. Počítačové simulace měly zároveň objasnit, zda při zkušebních jízdách s reálným trolejbusem docházelo k dosednutí dorazu kloubového spojení nebo zadní nápravy. Konstrukční návrh uvažoval torzní příčný stabilizátor zadního vozu trolejbusu vyrobený z ocelové tyče kruhového průřezu. Vhodný průměr tyče měl být stanoven na základě výsledků počítačových simulací.

64 Stabilizátor Maximální oboustranná povolená deformace všech konstrukčních variant stabilizátoru byla 61 mm, maximální povolené síly mezi stabilizátorem a zadní nápravou a mezi stabilizátorem a podvozkem zadního vozu trolejbusu jsou závislé na průměru tyče kruhového průřezu použité pro jeho výrobu.

65 Stabilizátor

66 Multibody model Multibody modely prázdného (hmotnost kg) a naloženého (hmotnost kg) nízkopodlažního kloubového trolejbusu ŠKODA 22 Tr byly vytvořeny v programu alaska. Jsou tvořeny 47-mi tuhými tělesy, která odpovídají jednotlivým konstrukčním částím trolejbusu. Tělesa jsou navzájem svázána 57-mi kinematickými vazbami. Modely mají 157 stupňů volnosti. Vzduchové pružiny, tlumiče a silentbloky jsou modelovány propojením odpovídajících těles silovými pružně tlumícími prvky. K popisu směrových vlastností pneumatik je využit Tire Modul.

67 Multibody model BUNC = volná vazba REV = rotační vazba PRI = posuvná vazba BSPH = sférická vazba UNI = univerzální vazba

68 Multibody model V multibody modelech není stabilizátor zadního vozu tvořen samostatným tuhým tělesem, jeho činnost je modelována působením vnějších sil na karoserii zadního vozu a na zadní nápravu. Síly působí proti úhlu klopení zadního vozu a jejich působiště jsou v místech montáže stabilizátoru k podvozku zadního vozu a k zadní nápravě. Mezi velikostí sil a deformacemi stabilizátoru zadního vozu je uvažována lineární závislost. Velikost těchto sil je závislá pouze na úhlu klopení zadního vozu, vertikální posuv mezi karoserií zadního vozu a zadní nápravou nemá na jejich velikost žádný vliv.

69 Simulace Sledované veličiny: stejně jako při experimentálních měřeních, časové průběhy a extrémní hodnoty úhlu lomení, úhlu klopení zadního vozu a bočního zrychlení vozu nad zadní nápravou. Navíc extrémní hodnoty časových průběhů torzní deformace kloubového spojení a relativních výchylek vypružení zadní nápravy. Při simulacích s multibody modely se stabilizátorem ještě extrémní hodnoty vertikální deformace stabilizátoru a sil působících mezi stabilizátorem a zadní nápravou a mezi stabilizátorem a podvozkem zadního vozu. Při simulacích je uvažován suchý povrch vozovky bez vertikálních nerovností. Uvedeny výsledky simulací dvou vybraných (náročnějších) zkušebních jízd, s prázdným trolejbusem při rychlosti 55 km/h (zkušební jízda č. 4) a s naloženým při rychlosti 45 km/h (zkušební jízda č. 8).

70 Jízda č. 4 Simulace Úhel natočení volantu Bez stabilizátoru měření, simulace Se stabilizátorem - 35 mm, 42 mm, 45 mm

71 Jízda č. 4 Simulace

72 Simulace Jízda č. 8 Úhel natočení volantu Bez stabilizátoru měření, simulace Se stabilizátorem - 35 mm, 42 mm, 45 mm

73 Jízda č. 8 Simulace

74 Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu - závěry Časové průběhy a extrémní hodnoty sledovaných veličin zjištěné při experimentálních měřeních na reálném trolejbusu a při simulacích s multibody modely nejsou zcela shodné. Odlišnosti jsou jednak způsobeny neznalostí všech podmínek zkušebních jízd s reálným trolejbusem potřebných pro přesnější provedení simulací (nejsou zcela známy počáteční podmínky při pořizování záznamů experimentálních měření - není známa vzdálenost podvozku zadního vozu a dorazů vypružení zadní nápravy - a nejsou známy časové průběhy skutečné rychlosti trolejbusu - je nepravděpodobné udržení konstantní rychlosti po celou dobu trvání jízdního manévru) a jednak samotnou podstatou počítačových modelů (virtuální model je vždy zjednodušením reálné konstrukce). Tyto skutečnosti však nenarušují vypovídací schopnost simulací, zejména posouzení vlivu stabilizátoru na snížení úhlu klopení zadního vozu trolejbusu.

75 Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu - závěry Výsledky simulací ukazují, že příčina zaznamenaných nárazů při zkušebních jízdách s prázdným trolejbusem byla v dosednutí podvozku zadního vozu na dorazy vypružení zadní nápravy. Dosednutí podvozku zadního vozu na dorazy vypružení zadní nápravy bylo zaznamenáno při simulacích stejných zkušebních jízd, při kterých byly při experimentálních měřeních zaznamenány nárazy. Maximální pružná torzní deformace kloubu HÜBNER, která je 3, byla mírně překročena při simulaci zde neuváděné zkušební jízdy č. 5 (při rychlosti 60 km/h). Z výsledků simulací s naloženým trolejbusem vyplývá, že příčina zaznamenaných nárazů je zejména v překročení maximální pružné deformace kloubového spojení, které bylo znamenáno při dvou zkušebních jízdách, při zkušební jízdě č. 8 v kombinaci s dosednutím podvozku zadního vozu na dorazy vypružení zadní nápravy.

76 Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu - závěry Při simulacích zkušebních jízd s navrženými konstrukčními variantami stabilizátoru zadního vozu poklesly extrémní hodnoty časových průběhů úhlu klopení zadního vozu a tím i extrémní hodnoty dalších souvisejících veličin - relativních výchylek vypružení zadní nápravy a torzní deformace kloubového spojení. Na základě simulací zdokumentovaných zkušebních jízd s multibody modely modernizovaného trolejbusu ŠKODA 22 Tr byla zvolena varianta stabilizátoru vyrobeného z tyče kruhového průřezu o průměru 42 mm. Při simulovaných jízdách se vlivem použití této varianty stabilizátoru snížily úhly klopení zadního vozu o 12 % až 23 % vzhledem k původnímu stavu.

77 Návrh stabilizátoru zadního vozu kloubového trolejbusu - závěry Při simulaci žádné zkušební jízdy s multibody modely se zvolenou konstrukční variantou navrženého stabilizátoru zadního vozu nebyla překročena maximální povolená deformace stabilizátoru a tím nebyly ani překročeny maximální povolené síly působící na stabilizátor. Na základě výsledků simulací zkušebních jízd bylo možné potvrdit vhodnost navrženého konstrukčního řešení stabilizátoru zadního vozu nízkopodlažního kloubového trolejbusu ŠKODA 22 Tr s kloubem HÜBNER a hnacími nápravami RÁBA na zlepšení jeho jízdní stability.

78 Simulace pádu stojícího cestujícího na dveře trolejbusu 2002 ŠKODA OSTROV plán implementovat do vozidel základního výrobního programu mj. i kompozitní dveře, ověřování vhodnosti jejich předpokládaného konstrukčního řešení experimentální zkoušky na reálném prototypu kompozitních dveří i počítačové simulace, jedno z kritérií bezpečnosti vozidla pro hromadnou přepravu osob dostatečně pevné a správně fungující dveře, před zavedením montáže dveří do vozidel v sériové výrobě nutné provést provozní zkoušky, zkoušky pevnosti a životnosti a odolnosti dveří proti rázové síle, při zkouškách odolnosti dveří proti rázové síle bylo zapotřebí stanovit maximální dynamickou sílu, kterou by měly dveře ještě přenést. 78

79 Simulace pádu stojícího cestujícího na dveře trolejbusu Tato síla stanovena při simulaci pádu cestujícího na dveře při náhlém vyhýbacím manévru s multibody modely trolejbusů se stojícím cestujícím. 79

80 Model člověka Parametrický (výška, hmotnost) modulový multibody model člověka (muže) byl vytvořen v prostředí programu alaska na základě poznatků převzatých z IfM Chemnitz. Je sestaven na základě zjednodušené anatomie pohybového systému s cílem podchytit základní kinematické a dynamické vlastnosti lidského těla. Multibody model člověka je možné aplikovat např. jako řidiče nebo cestujícího do dopravních prostředků (pro vyšetřování jeho chování při různých provozních situacích apod. Cílem simulací s multibody modelem člověka je výpočet časových nebo frekvenčních průběhů kinematických a dynamických veličin působících na lidské tělo. 80

81 Model člověka 81

82 Simulace pádu stojícího cestujícího na dveře trolejbusu Lineární tuhost kompozitních dveří stanovena výpočtem na jejich MKP modelu v programu COSMOS/M. Náraz cestujícího byl uvažován na nejméně tuhé místo dveří. Pro určení časového průběhu a extrému síly působící na dveře vyvolané pádem simulován náhlý vyhýbací manévr při různých rychlostech jízdy a při různém úhlu natočení předních kol trolejbusu. Měněny parametry cestujícího: vzdálenost od dveří, hmotnost a výška. Uvažován náraz zády nebo ramenem. 82

83 Simulace pádu stojícího cestujícího na dveře trolejbusu na základě výsledků simulací upravena konstrukce ocelových konzol vedení mechanismu pro zavírání dveří, správnost výsledků počítačových simulací potvrzena zkouškou rázového vytržení konzoly vedení z kompozitní části dveří provedenou na reálném prototypu dveří v Dynamické zkušebně ŠKODA VÝZKUM. 83

84 Simulace pádu stojícího cestujícího na dveře trolejbusu 84

85 Simulace pádu stojícího cestujícího na dveře trolejbusu Maximum rázové síly [N] Rychlos t jízdy [m/s ] ŠKODA 21 Tr - náraz ramenem ŠKODA 14 Tr M - náraz ramenem ŠKODA 21 Tr - náraz zády ŠKODA 14 Tr M - náraz zády 85

86 Simulace pádu stojícího cestujícího na dveře trolejbusu Maximum rázové síly [N] ,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1 Vzdálenost cestujícího od dveří [m] ŠKODA 21 Tr - náraz ramenem ŠKODA 14 Tr M - náraz ramenem ŠKODA 21 Tr - náraz zády ŠKODA 14 Tr M - náraz zády 86

87 Návrh charakteristik tlakem vzduchu řízených tlumičů Z důvodu možnosti zkvalitnění dynamických vlastností autobusů, nákladních vozidel, přívěsů a návěsů zahájil v roce 2003 výrobce tlumičů pérování pro tyto typy vozidel, společnost BRANO, vývoj tlakem vzduchu řízených hydraulických teleskopických tlumičů vzduchového vypružení náprav. Referenčními vozidly, pro která je výzkum a vývoj řízených tlumičů prováděn a na nichž budou tyto tlumiče ověřovány, jsou meziměstské autobusy SOR C 10.5 a SOR C 12. Rychlostní charakteristiky řízených hydraulických tlumičů vypružení náprav byly navrženy na základě výsledků počítačových simulací s virtuálními multibody modely autobusů. 87

88 Návrh charakteristik tlakem vzduchu řízených tlumičů Vsoučasné době používaný teleskopický hydraulický tlumič vypružení náprav není schopen měnit svoji útlumovou sílu v závislosti na zatížení. Útlumová síla se nastavuje na vozidlu naloženém na 80 % největšího povoleného zatížení. Při jízdě poloprázdného vozidla se vozidlo jeví jako přetlumené, tvrdé, s nedostatečným jízdním pohodlím. Dochází k poškozování nákladu, rázy se přenáší do celého vozidla i do vozovky, které se značně opotřebovávají. Při zatížení vozidla na největší povolenou hmotnost dochází kopačnému jevu: vozidlo se jeví jako nedotlumené, měkké, při jízdních manévrech se značně naklápí a tím se zároveň stává méně bezpečným. 88

89 Návrh charakteristik tlakem vzduchu řízených tlumičů Dosavadní metodiky výzkumu a vývoje teleskopických tlumičů spoléhaly především na empirii a nebyly podpořeny kvalifikovanými výpočetními postupy. Tlakem vzduchu řízený hydraulický teleskopický tlumič vzduchového vypružení náprav je schopen měnit svoji útlumovou sílu v závislosti na tlaku vzduchu ve vzduchových pružinách. Tlak vzduchu v pružinách stoupá se vzrůstajícím zatížením vozidla, útlumová síla tlumiče se zvětšuje. Při snižujícím se zatížení vozidla dochází k poklesu tlaku v pružinách, který způsobí snížení útlumových sil v tlumiči. Tím si vozidlo zachovává při různých provozních situacích konstantní jízdní stabilitu a stálé jízdní pohodlí. 89

90 Reálný autobus Multibody model autobusu SOR C

91 Multibody modely Schéma zavěšení pravé přední polonápravy a zadní nápravy 91

92 Multibody modely Počet těles, kinematických dvojic a celkový počet stupňů volnosti v kinematických dvojicích 92

93 Multibody modely 93

94 Multibody modely 94

95 Návrh charakteristik Pro návrh optimálních charakteristik bylo zvoleno kritérium maximální podobnosti dynamické odezvy autobusu s 80 % naložením na dynamické odezvy autobusu o ostatních hmotnostech (prázdný, plný, 20 % a 50 %). Porovnávanými veličinami byly časové průběhy relativních výchylek vzduchových pružin na přední i zadní nápravě. Úlohu nalezení parametrů mechanického systému tak, aby byla splněna jistá podmínka, lze nazvat laděním parametrů. Problémy, které je nutné vyřešit při návrhu vhodné metodiky, lze rozdělit do následujících kroků: 1. Parametrizace problému. 2. Volba cílové funkce. 3. Vlastní metoda optimalizačního procesu. 95

96 Návrh charakteristik parametrizace problému Rychlostní charakteristiky neřízených tlumičů byly získány měřením na speciálním zkušebním stavu za určitých specifických provozních podmínek. Po zpracování výsledků měření je k dispozici závislost tlumicí síly v tlumičích F na relativní rychlosti roztahování a stlačování tlumiče v. Jako parametry úlohy byly zvoleny hodnoty změřených sil F. Parametry byly seřazeny do vektoru. 96

97 Návrh charakteristik volba cílové funkce V případě ladění parametrů rychlostních charakteristik hydraulických tlumičů vzhledem k dosažení shody dynamické odezvy různě naloženého autobusu SOR C 10.5 existovalo více možností volby cílové funkce. Nejvhodnější se ukázalo využití statistických veličin, které jsou přímo zkonstruovány pro postihnutí souvislosti mezi dvěma časovými řadami (obecně dvěma signály). Tím je např. korelační koeficient R(p) definovaný pro dvě diskrétní časové řady x 1 (referenční) and x 2 (p) (funkce návrhových parametrů) ve tvaru kde µ 1 a µ 2 (p) jsou střední hodnoty příslušných časových řad. Hodnoty korelačního koeficientu jsou v rozmezí 0 a 1. 97

98 Návrh charakteristik volba cílové funkce Výhodou korelačního koeficientu je, že kvantifikuje velmi dobře podobnost dvou časových řad skalární hodnotou, která je získána jednoduchým výpočtem. Pro návrh rychlostních charakteristik je možné formulovat úlohu minimalizace s cílovou funkcí ve tvaru: 98

99 Návrh charakteristik metoda optimalizačního procesu Všechny přístupy k vlastnímu optimalizačnímu procesu mají stejné schéma. Dokud není dosaženo předem dané ukončovací podmínky probíhá iterační cyklus ve dvou krocích: 1. Analýza problému, v tomto případě numerická simulace jízdy autobusu SOR C Změna optimalizačních parametrů, na základě vyhodnocení cílové funkce (kritéria ladění). 99

100 Návrh charakteristik Pro návrh rychlostních charakteristik byla vybrána simulace přejezdu přes modifikovanou normalizovanou překážku podle ČSN (R = m, h = 0.06 m, d = 0.5 m) všemi koly rychlostí 40 km/h. Simulace byly provedeny se základními multibody modely. Dynamické odezvy byly porovnávány od přejezdu překážky předními koly (3.5 sekundy) do 10 sekund simulace (praktické odeznění odezvy). Předpoklad: oba přední tlumiče mají stejné charakteristiky a všechny čtyři zadní také. Ladění charakteristik tlumičů pro multibody modely autobusu o všech hmotnostech probíhalo ve dvou krocích. 100

101 Návrh charakteristik 1. Ladění charakteristik předních tlumičů: A) Nastavení výšky překážky, aby se charakteristiky tlumičů přední nápravy uplatnily v požadovaném rozsahu rychlostí pístu v tlumičích -0.5 m/s a 0.5 m/s. B) Vypočítání časových průběhů relativních výchylek vzduchových pružin pro referenční 80 % naložený autobus při optimálně nastavené výšce překážky. C) Srovnání referenční odezvy s výsledky simulací s multibody modelem autobusu o jiné váze při stejné výšce překážky. D) Časové průběhy relativních výchylek vzduchových pružin přední nápravy byly porovnány na základě hodnot korelačních koeficientů. Při změně charakteristik tlumičů přední nápravy se zároveň zlepšuje i shoda časových průběhů relativních výchylek pružin zadní nápravy. E) Proces se opakuje, až je dosažena co nejlepší shoda korelačních koeficientů pro časové průběhy relativních výchylek vzduchových pružin přední nápravy. 101

102 Návrh charakteristik Časové průběhy relativních výchylek levé přední pružiny plně naloženého autobusu s charakteristikou referenční a časové průběhy relativních výchylek plně naloženého autobusu s charakteristikou optimálně naladěnou první fáze ladění 102

103 Návrh charakteristik Časové průběhy relativních výchylek levé zadní pružiny plně naloženého autobusu s charakteristikou referenční a časové průběhy relativních výchylek plně naloženého autobusu s charakteristikou optimálně naladěnou první fáze ladění 103

104 Návrh charakteristik 1. Ladění charakteristik zadních tlumičů: A) Nastavení výšky překážky, aby se charakteristiky tlumičů zadní nápravy uplatnily v požadovaném rozsahu rychlostí pístu v tlumičích -0.5 m/s a 0.5 m/s. Charakteristiky předních tlumičů zachovány po první fázi ladění. B) Vypočítání časových průběhů relativních výchylek vzduchových pružin pro referenční 80 % naložený autobus při optimálně nastavené výšce překážky. C) Srovnání referenční odezvy s výsledky simulací s multibody modelem autobusu o jiné váze při stejné výšce překážky. D) Časové průběhy relativních výchylek vzduchových pružin zadní nápravy byly porovnány na základě hodnot korelačních koeficientů. Oproti ladění charakteristik tlumičů přední nápravy se zhoršuje shoda časových průběhů relativních výchylek pružin přední nápravy. E) Proces se opakuje, až je dosažena co nejlepší shoda korelačních koeficientů pro časové průběhy relativních výchylek vzduchových pružin obou náprav. 104

105 Návrh charakteristik Časové průběhy relativních výchylek levé přední pružiny plně naloženého autobusu s charakteristikou referenční a časové průběhy relativních výchylek plně naloženého autobusu s charakteristikami optimálně naladěnými druhá fáze ladění 105

106 Návrh charakteristik Časové průběhy relativních výchylek levé zadní pružiny plně naloženého autobusu s charakteristikou referenční a časové průběhy relativních výchylek plně naloženého autobusu s charakteristikami optimálně naladěnými druhá fáze ladění 106

107 Návrh charakteristik Kromě kritéria nejlepší shody srovnávaných časových odezev bylo bráno v úvahu i kritérium, aby optimálně naladěná rychlostní charakteristika tlumiče autobusu o nižší hmotnosti byla situována v oblasti roztahování (v>0) pod charakteristikou optimálně naladěné charakteristiky tlumiče autobusu o vyšší hmotnosti a v oblasti stlačování (v<0) naopak. Doladění charakteristik bylo dle stejného postupu provedeno s multibody modely se zpřesněnou kinematikou zavěšení náprav. 107

108 Návrh charakteristik přední náprava 108

109 Návrh charakteristik zadní náprava 109

110 Návrh charakteristik Optimální rychlostní charakteristiky tlakem vzduchu řízených hydraulických tlumičů pérování autobusu SOR C 10.5 byly navrženy na základě simulací jízd po nerovném povrchu, které lze zařadit do úloh vertikální dynamiky vozidel. Další možností by byl návrh charakteristik na základě simulací různých manévrů, tzv. horizontální (směrové) dynamiky vozidel. Jednou z takových úloh je simulace náhlého předjížděcího manévru dle normy ISO Rychlost autobusu při simulaci manévru byla 50 km/h. Rychlostní charakteristiky tlumičů naladěné s využitím vertikální dynamiky mají na dynamickou odezvu při horizontální dynamice pouze malý vliv. Shoda dat časových řad se z pohledu hodnot korelačního koeficientu mírně snížila, ale ve sledovaném časovém úseku přímo při předjížděcím manévru se průběhy od sebe neliší. 110

111 Návrh charakteristik tlakem vzduchu řízených tlumičů - závěr Ověření vhodnosti navržených rychlostních charakteristik řízených hydraulických tlumičů pérování meziměstského autobusu SOR C 10.5 může být provedeno i jinými přístupy. Například podle kritéria jízdního pohodlí řidiče a cestujících (tj. podle extrémních hodnost zrychlení odpružené hmoty) nebo podle kritéria ohleduplnosti k vozovce (tj. minimalizací amplitud sil mezi pneumatikami a vozovkou). V další etapě bude provedena verifikace přesnosti multibody modelů na základě pořízených záznamů při laboratorních zkoušek s reálným autobusem v akreditované Dynamické zkušebně ŠKODA VÝZKUM s.r.o. 111

112 Cisternový návěs 112

113 Cisternový návěs 2003, ZVVZ vývoj a ověřování dynamických a pevnostních vlastností cisternových návěsů s hliníkovými tlakovými nádobami, provozní měření s reálným cisternovým návěsem NCG 40 a počítačové simulace s jeho virtuálními modely měly ověřit jízdní vlastnosti návěsu a potvrdit požadovanou dobu jeho provozní životnosti, na základě podmínek provozních měření byly vytvořeny v software alaska multibody modely cisternového návěsu NCG 40 za tahačem Scania 124L, jízdní a směrová stabilita jízdní soupravy byla vyšetřována při simulacích náhlého předjížděcího manévru podle ISO

114 Cisternový návěs 114

115 Cisternový návěs S multibody modely byly simulovány jízdní situace pro tři možnosti provozu cisternového návěsu: prázdný návěs se zvednutou první nápravou, prázdný návěs se spuštěnou první nápravou a naplněný návěs (se spuštěnou první nápravou). Časové průběhy sil působících v prvcích vypružení náprav a v točnici cisternového návěsu, které byly následně použity jako vstupní data pro výpočet namáhání na MKP modelu tlakové nádoby s podvozkovým rámem návěsu, byly stanoveny při simulacích jízdy po zkušební trati vytvořené ze tří normalizovaných umělých překážek, rozjezdů, brždění, jízdy do zatáčky a najetí návěsu levými koly na obrubník. 115

116 Cisternový návěs Časové průběhy podélné dynamické síly [N] v točnici naplněného návěsu při rozjezdu (na 60 km/h) a brždění (z 60 km/h) 116

117 Kolejová vozidla z oblasti kolejových vozidel zatím vytvořeny pouze multibody modely dvounápravového otevřeného nákladního železničního vagonu MGR Coal Hopper HAA určené pro simulace laboratorních zkoušek, alaska a SIMPACK, možné simulovat laboratorní kinematické buzení kol vagonu ve svislém směru, které odpovídá skutečným zatěžovacím stavům realizovaným na zkušebním stendu, výstupem simulací a experimentálních měření jsou časové nebo frekvenční průběhy kinematických a dynamických veličin vypovídajících o vyšetřovaných vlastnostech vagonu. 117

118 Cíl a motivace Měření dynamické odezvy dvounápravového nákladního železničního vagonu typu HAA na zkušebním stendu (Footprint Eureka project) Dva typy listových pružin původní pětilistové parabolické ocelové a dvoulistové kompozitní Simulace chování železničního vagonu na zkušebním stendu s využitím software alaska Ladění multibody modelu vagonu pro simulace laboratorních zkoušek s cílem následného využití multibody modelů vagonu pro simulace jízd po železniční trati 118

119 Popis vagonu MGR Coal Hopper HAA Vagon byl zkoušen při čtyřech zatěžovacích stavech Zatížení bylo realizováno betonovými panely 119

120 Popis vagonu MGR Coal Hopper HAA Pětilistová parabolická ocelová pružina Dvoulistová kompozitní pružina 120

121 Popis vagonu MGR Coal Hopper HAA Popis vagonu Charakteristiky pružin 121

122 Laboratorní měření na zkušebním stendu Kinematické a dynamické vlastnosti vagonu byly vyšetřovány na počítačově řízeném elektrohydraulickém zatěžovacím systému Instron Schenck Základem stendu byl univerzální stavebnicový upínací a opěrný systém Schenck 4000, přední kola vagonu byla kinematicky buzena zatěžovacími servoválci Schenck PL 630 kn s třístupňovými ventily, zadní kola servoválci Schenck PL 400 kn s dvoustupňovými ventily, pohyb servoválců byl řízen čtyřkanálovým digitálním systémem Schenck S59 122

123 Laboratorní měření na zkušebním stendu Kola vagonu byla umístěna na přípravcích, které zabraňovaly pohybu vagonu v příčném a podélném směru Kola byla v průběhu zkoušek odbržděna 123

124 Laboratorní měření na zkušebním stendu Schéma umístění vagonu na zkušebním stendu a rozmístění snímačů 124

125 Laboratorní měření na zkušebním stendu Měřené veličiny Relativní výchylka mezi koly vagonu a podvozkem (DS) Výchylka servoválců (DW) Síly působící mezi koly a servoválci (LW) Zrychlení servoválců (VAP) Zrychlení na kolech těsně nad kontaktními body se servoválci (VAW) Zrychlení na středu přední nápravy (VAA) Zrychlení na ocelových nosnících na korbě nad všemi koly (VACH) Zrychlení na ocelových nosnících na korbě na bočních stěnách (BACH) 125

126 Laboratorní měření na zkušebním stendu Sweep testy Vlastní frekvence a vlastní tvary kmitů vagonu byly identifikovány při kinematickém buzení kol širokopásmovým lineárně rozmítaným sinusovým signálem ve svislém směru Kola byla buzena zatěžovacími servoválci ve fázi ( bump test ) nebo v protifázi ( roll test ) Frekvence při sweep testech byla v rozsazích od 0 Hz do 30 Hz Během sweep testů byly přední kola vagonu kinematicky buzena servoválci sinusovým signálem s konstantní amplitudou 0.5 mm nebo 1 mm Frekvence buzení servoválců byla měněna rychlostí 0.2 Hz/s 126

127 Laboratorní měření na zkušebním stendu Cyclic top test (CTT) Stabilita vagonu byla vyšetřována při buzení předních kol sweepem (ve fázi) ve svislém směru ( cyclic top test ) Budicí signál simuloval jízdu vagonu přes nerovnosti železniční trati, resp. spojení kolejí, v typickém rozmezí mezi 6 mm a 12 mm Předpokládá se, že nerovnost větší než 12 mm může způsobit vykolejení vagonu a reálné železniční trati Frekvence při CTT testech byla v rozsazích od 0.5 Hz do 7 Hz CTT byly prováděny pouze na vagonu při nejnižší variantě zatížení 127

128 Multibody modely vagonu Vizualizace prázdného vagonu v software alaska a kinematické schéma 128

129 Kolejová vozidla 129

130 Multibody modely vagonu V multibody modelech je možné uvažovat pětilistové parabolické ocelové nebo dvoulistové kompozitní pružiny Byly vytvořeny multibody modely při všech zatěžovacích stavech Multibody modely vagonu jsou schopny simulovat laboratorní zkoušky na zkušebním stendu; modely kontaktu kolo kolejnice nejsou použity S multibody modely je možné simulovat všechna zdokumentovaná laboratorní měření při sweep a CTT testech Multibody modely vagonu jsou relativně jednoduché: 10 stupňů volnosti, 9 tuhých těles a 9 kinematických vazeb Data potřebná pro tvorbu multibody modelů vagonu byla převzata z technické dokumentace nebo s využitím vlastních podpůrných počítačových programů 130

131 Srovnání výsledků počítačových simulací a experimentu Poznatky vyplývající ze srovnání výsledků uvedené laboratorní zkoušky a její počítačové simulace lze zobecnit pro všechny zatěžovací režimy: 1. K rezonančním stavům identifikovaným ze záznamů laboratorních zkoušek dochází při vyšších frekvencích (v případě prázdného vagonu s parabolickými pětilistovými ocelovými pružinami cca 4 Hz) než při počítačových simulacích (v tomto případě cca 2 Hz) 2. Velikosti amplitud sledovaných veličin v rezonančních stavech naměřené při laboratorních zkouškách jsou nižší (relativní výchylky mezi předním pravým kolem a skříní prázdného vagonu s ocelovými pružinami cca 2 mm) než stanovené při počítačových simulacích (tyto relativní výchylky cca 13 mm) 3. Charakter průběhu sledovaných veličin stanovených při laboratorních zkouškách a při počítačových simulacích se příliš neliší 131

132 Srovnání výsledků počítačových simulací a experimentu Relativní výchylky mezi koly a skříní prázdného vagonu s pětilistovými parabolickými ocelovými pružinami při bump testu s amplitudou vertikálních výchylek předních kol A = 1 mm (DS2 pravé přední kolo, DS4 pravé zadní kolo) Měření Počítačová simulace 132

133 Problém modelu listových pružin Na základě výsledků studijních výpočtů se podle předpokladu ukázal nejproblematičtější model listových pružin: 1. Vertikální tuhostní charakteristiky listových pružin použité v multibody modelech byly stanoveny v laboratorních podmínkách při jejich statickém zatěžování, nikoli zatěžování dynamickém 2. Software alaska 2.3 neumožňuje, aby charakteristikou pružně tlumicího prvku byla hysterezní křivka 3. Z konstrukčního řešení pětilistové parabolické ocelové pružiny je zřejmé, že mezi jednotlivými listy pružiny působí při její deformaci třecí síly (velikost těchto sil nebyla experimentálně zjišťována) 4. Laboratorně stanovené součinitele vertikálního tlumení listových pružin zjevně neodpovídají skutečnosti (tlumení ovlivňuje velikosti amplitud sledovaných veličin v rezonančních stavech) - literatura uvádí větší o řád 133

134 Problém modelu listových pružin Relativní výchylky mezi koly a skříní prázdného vagonu s pětilistovými parabolickými ocelovými pružinami při bump testu s amplitudou vertikálních výchylek předních kol A = 1 mm (DS2 pravé přední kolo, DS4 pravé zadní kolo) 10 x strmější tuhost, 70 x větší tlumení Měření Počítačová simulace 134

135 Kolejová vozidla 135

136 Vagon - závěr Stávající multibody modely jsou prvním přiblížením virtuálních modelů vagonu (pro vyšetřování kinematických a dynamických veličin) k reálnému vagonu Před uvažovaným rozšířením multibody modelů o model kontaktu kolo - kolejnice, který umožní provádět i simulace jízd vagonu po železniční trati, a o zpřesnění modelu dvojkolí, který bude schopen podchytit jejich elastické vlastnosti, bude nutné se nejdříve zabývat zkvalitněním modelu listových pružin 136

137 Jaderné strojírenství spolupráce se ŠKODA JS vyšetřování vlastností pohonů regulačních tyčí jaderných reaktorů, multibody modely pohonu HRK jaderného reaktoru VVER 440/V213, pohonu LKP-M/3 jaderného reaktoru VVER 1000 a multibody model regulační tyče UR-70 výzkumného jaderného reaktoru IRT-200 v Sofii, multibody modely především určeny pro simulace činností pohonů v režimu pádu regulačních tyčí za klidu nebo při seizmické události, uvažovány možné kontakty padajících těles se sousedícími vnitřními částmi reaktoru, zohledněna přítomnost (proudící) kapaliny. 137

138 Jaderné strojírenství 138

139 Jaderné strojírenství 139

140 Jaderné strojírenství 140

141 Jaderné strojírenství 141

142 Jaderné strojírenství sledované veličiny doba a rychlost pádu regulačních tyčí, časové průběhy a extrémní hodnoty kontaktních a rázových sil mezi padajícími konstrukčními částmi pohonů a sousedícími vnitřními částmi reaktoru, na základě výsledků simulací je zejména posuzováno splnění požadavků na doby pádů regulačních tyčí při seizmických událostech v lokalitách jaderných reaktorů. 142

143 Jaderné strojírenství Zdvihací zařízení odstředivá spojka a ozubená kola, elektromagnety. Vliv kapaliny: 1. Vztlaková síla (Archimedův zákon). 2. Proudění působí proti pohybu, odporové síly vertikální a boční. 3. Před spodní polohou hydraulický tlumič. Kontakty a rázy: 1. Nalezení místa kontaktu 2. Vyjádření působící síly 143

144 Možné kontakty v horizontální rovině Kontakty a rázy síla vyjádřena pomocí Hertzova zákona nebo 144

145 Jaderné strojírenství Seizmické buzení realizováno kinematickým buzením základu, výpočet na MKP modelu reaktoru Absolutní zrychlení a absolutní výchylky 145

146 Jaderné strojírenství Rychlost pádu a rázová síla regulační tyče 146

147 Jaderné strojírenství nevýhoda komerčních softwarů ne zcela optimální možnost modelování vlivu kapaliny a rázových, kontaktních a třecích sil, vhodné řešení tvorba multibody modelů nezávislých na komerčních softwarech a jejich implementace do zvoleného obecného výpočtového systému či programovacího jazyka. přesnější zohlednění elastických vlastností regulačních tyčí jejich rozdělením na více tuhých těles (Rigid Finite Element Method) nebo implementací deformovatelných regulačních tyčí pomocí jejich diskretizace na konečné prvky, v rámci studijní etapy vytvořen jednoduchý model diskretizované pružné tyče padající ve vodním prostředí při uvažování seizmického buzení a kontaktů se stěnami kanálu. 147

148 Závěr Kromě problémů zmíněných řešeny mnohé další (např. simulace ulomení oběžné lopatky parní turbíny, vyšetřování jízdní stability kloubového autobusu s netlumeným kloubovým spojením, vyšetřování pasivní bezpečnosti a jízdního pohodlí řidiče a sedících cestujících vprostředcích hromadné dopravy atd.). Při využití počítačových simulací k řešení konkrétních problémů technické praxe je nutné si vždy uvědomit, že výsledky simulací popisují pouze chování vytvořeného virtuálního modelu, nikoliv reálného díla. Pokud reálná konstrukce existuje, je vhodné provést experimentální měření a na jejich základě výpočtové modely verifikovat. 148

149 Závěr nejbližší cíle silniční vozidla využití globálních charakteristik tlumičů místo charakteristik statických (v určitých případech při verifikacích výsledků simulací s veličinami z experimentálních měřeních jako nejproblematičtější prvek multibody modelů), cisternové návěsy model sypkých materiálů, které jsou návěsem převáženy, zatím sypký materiál uvažován jako tuhé těleso a jeho skutečné mechanické vlastnosti nebyly zohledněny, kolejová vozidla - zatím relativně málo zkušeností, nezbytné si osvojit teorii kontaktu kolo-kolejnice a zvládnout metodiku modelování listových pružin, jaderné strojírenství již uvedeno, vhodné podpořit i experimentálními měřeními. 149