Corneliu Luscalov - Club Feroviar Conferences

Sisteme elastice de prindere a căii de rulare la tramvai – Studiu Comparativ
Adrian – Augustin Draghici 1)
Corneliu Luscalov 2)
1. ConsideraŃii introductive
Studiul comparativ, constă în determinarea principalelor eforturi şi deformaŃii de la nivelul
şinei, pentru diferite diagrame (distanŃe între traverse, semitraverse sau puncte de prindere).
Încărcările ce acŃionează asupra şinelor, sînt generate de circulatia vehiculelor de tramvai avînd
o sarcină pe osie de 60 kN – Fig. 1. Calculul prezentat în continuare, se referă la o grindă continuă
(situată în aliniament sau curbă) rezemată pe mediu elastic.
2. ConsideraŃii teoretice
Figura 1
Cei mai importanŃi parametri ai unui sistem de prindere elastică, sînt forŃa de apăsare pe talpa
şinei şi forŃa de fugire în lung a şinei în prindere. Calitatea unui sistem de prindere, constă în
menŃinerea cît mai mult timp a acestor două caracteristici, indiferent de forma deformatei şinei.
Sub acŃiunea încărcărilor mobile (convoaie), o grindă continuă rezemată pe mediu elastic are atît
deplasări pozitive cît şi negative (Fig. 2). Aceste deplasări se traduc printr-o coborîre sau o ridicare
a tălpii şinei în raport cu mediul de rezemare, sistemele de prindere fiind singurele care trebuie să
menŃină talpa şinei apăsată pe blochetul traversei, placa suport sau alt element de rezemare a şinei.
Figura 2
1) Dipl. Ing. - Director General UPG Bucuresti, Adrian.Draghici@urbanproiectgrup.ro
2) DrD. Dipl. Ing. - Senior Tehnical Executive, Vossloh Romania, Corneliu.Luscalov@vossloh.ro

Comportarea sub încărcări mobile a unei şine continui sudate, echipate cu sisteme de prindere
elastica Vossloh – Fig 3 - 1/2/3
Fig. 3 - 1
Fig. 3 - 2
Fig. 3 - 3

Comportarea sub încărcări mobile a unei şine continui sudate, echipate cu sisteme de prindere rigida
tip K – Fig. 4 – 1/2/3
Fig. 4 - 1
Fig. 4 - 2
Fig. 4 - 3

3. Caracteristici mecanice ale sistemelor de prindere elastică
3.1.Vossloh W 14 cu cleme elastice Skl 14
ForŃa de apăsare asupra tălpii şinei: 19,8 kN/prindere – confrom SR EN 13146-7;
RezistenŃa la fugirea în lung a şinei în prindere: 9,5 kN – conform SR EN 13146-1;
Amplitudinea maximă +/- a ramurilor elastice ale clemei Vossloh Skl 14 corespunzătoare
efectuării testului la oboseală accelerată: 1,8 mm;
Constanta elastică teoretică a unei cleme elastice Vossloh Skl 14: D=0,8 kN/mm.
Figura 5 - Curba caracteristică (forŃă/deplasare) pentru clema elastică Vossloh Skl 14
Curba caracteristică a unei cleme elastice Skl 14, demonstrează şi susŃine valoarea forŃei de
apăsare pe care am introdus-o în calcul, astfel:
- Clema elastică Skl 14 are o forŃă de apăsare de aproximativ 10kN/clemă (20
kN/prindere);
- Elasticitatea clemei Skl 14 este, pentru această forŃă, de aproximativ 13 mm.
Figura 6 - Sistemul Vossloh W 14 cu cleme elastice Skl 14 – Vedere Generala

3.2.Vossloh W 21 cu cleme elastice Skl 21
ForŃa de apăsare asupra tălpii şinei: 19,7 kN/prindere – conform SR EN 13146-7;
RezistenŃa la fugirea în lung a şinei în prindere: 13,0 kN – conform SR EN 13146-1;
Amplitudinea maximă +/- a ramurilor elastice ale clemei Vossloh Skl 21 corespunzătoare
efectuării testului la oboseală accelerată: 2,5 mm;
Constanta elastică teoretică a unei cleme elastice Vossloh Skl 21: D=0,7 kN/mm.
Figura 7 - Curba caracteristică (forŃă/deplasare) pentru clema elastică Vossloh Skl 14
Curba caracteristică (forŃă/deplasare) pentru clema elastică Vossloh Skl 21
Curba caracteristică a unei cleme elastice Skl 21, demonstrează şi susŃine valoarea forŃei de
apăsare pe care am introdus-o în calcul, astfel:
- Clema elastică Skl 21 are o forŃă de apăsare de aproximativ 10kN/clemă (20
kN/prindere);
- Elasticitatea clemei Skl 21 este, pentru această forŃă, de aproximativ 15 mm.
Figura 8 - Sistemul Vossloh W 21 cu cleme elastice Skl 21 – Vedere generală

4. Rezultate ale calculului grinzii continui pe mediu elastic
CAZUL I - Grindă infinită (şină 62Ri2) situată în aliniament, rezemată pe mediu elastic:
Constanta elastică a reazemului de sub grinda
continuă
D=60 kN/mm
λ=750 mm λ=1.000 mm λ=1.500 mm
f [mm]
-0,04 -0,05 -0,06
0,49 0,63 0,90
p [MPa]
-0,088 -0,112 -0,135
1,031 1,321 1,895
F [kN]
-2,519 -3,188 -3,841
29,348 37,615 53,960
δ Skl 14 [mm] 1,56
Nu rezistă la testul de oboseală
accelerată
δ Skl 21 [mm] 1,85 2,34
Nu rezistă la testul de
oboseală accelerată
Constanta elastică a reazemului de sub grinda
continuă
D=500 kN/mm
λ=750 mm λ=1.000 mm λ=1.500 mm
f [mm]
-0,00 -0,01 -0,01
0,10 0,12 0,16
p [MPa]
-0,071 -0,092 -0,167
1,676 2,064 2,779
F [kN]
-2,023 -2,611 -4,469
47,736 58,786 79,145
δ Skl 14 [mm] 1,26 1,62
Nu rezistă la testul de
oboseală accelerată
δ Skl 21 [mm] 1,49 1,92
Nu rezistă la testul de
oboseală accelerată
Unde:
f = deformaŃiile elastice extreme ale grinzii infinite;
p = presiunile extreme exercitate de grinda continuă pe mediul de fundare;
F = forŃele extreme exercitate de grinda continuă pe mediul de fundare;
λ = distanŃa între axele sistemelor de prindere;
δ = deformaŃia elastică a ramurilor clemelor, sub acŃiunea forŃei negative F.
Sub acŃiunea forŃelor verticale negative F, ramurile clemelor elastice vor suferi o deplasare
δ, deplasare ce depinde de constanta elastică teoretică a fiecărui tip de clemă. Această deplasare
trebuie să fie inferioară amplitudinii maxime corespunzătoare testului de oboseală accelerată.

Din analiza tabelelor de mai sus, se poate observa că distanŃa maximă dintre axele
elementelor de prindere, nu poate depăşi un metru – în condiŃiile în care se respectă durata de viaŃă
a unei căi de rulare.
CAZUL II - Grindă infinită (şină 62Ri2) situată în curbă, rezemată pe mediu elastic:
Constanta elastică a reazemului de sub grinda continuă
D=60 kN/mm
λ=750 mm λ=1.000 mm λ=1.500 mm
f [mm]
-0,05 -0,06 -0,07
0,57 0,73 1,04
p [MPa]
-0,103 -0,130 -0,157
1,196 1,533 2,199
F [kN]
-2,923 -3,699 -4,458
34,060 46,653 62,623
δ Skl 14 [mm] 1,81
Nu rezistă la testul de oboseală
accelerată
δ Skl 21 [mm] 2,15
Nu rezistă la testul de oboseală
accelerată
Constanta elastică a reazemului de sub grinda continuă
D=500 kN/mm
λ=750 mm λ=1.000 mm λ=1.500 mm
f [mm]
-0,00 -0,01 -0,01
0,11 0,14 0,18
p [MPa]
-0,082 -0,106 -0,194
1,945 2,396 3,225
F [kN]
-2,348 -3,030 -5,534
55,400 68,223 91,850
δ Skl 14 [mm] 1,46
Nu rezistă la testul de oboseală
accelerată
δ Skl 21 [mm] 1,73 2,23
Nu rezistă la testul de
oboseală accelerată
Unde:
f = deformaŃiile elastice extreme ale grinzii infinite;
p = presiunile extreme exercitate de grinda continuă pe mediul de fundare;
F = forŃele extreme exercitate de grinda continuă pe mediul de fundare;
λ = distanŃa între axele sistemelor de prindere;
δ = deformaŃia elastică a ramurilor clemelor, sub acŃiunea forŃei negative F.
Sub acŃiunea forŃelor verticale negative F, ramurile clemelor elastice vor suferi o deplasare
δ, deplasare ce depinde de constanta elastică teoretică a fiecărui tip de clemă. Această deplasare
trebuie să fie inferioară amplitudinii maxime corespunzătoare testului de oboseală accelerată.

Din analiza tabelelor de mai sus, se poate observa că distanŃa maximă dintre axele
elementelor de prindere, nu poate depăşi un metru – în condiŃiile în care se respectă durata de viaŃă
a unei căi de rulare.
5. Studiu comparativ între sistemele de prindere
După cum se poate observa, în cazul sistemelor de prindere elastice (în cazul de faŃă, sistemele
Vossloh W 14 şi W 21) forŃele de apăsare asupra tălpii şinei îşi păstrează valoarea indiferent dacă
şina este încărcată sau nu.
Pe de altă parte, în cazul prinderilor rigide, se constată o comportare neuniformă a cleştilor
metalici. Atunci cînd şina este încărcată, la deformate elastice pozitive cleştele nu mai apasă pe
talpa şinei, iar la deformate elastice negative cleştele este supus unui efort mai mare decît cel de la
momentul strîngerii. În acest ultim caz, pe perioada de exploatare a căii de rulare pot apare două
situaŃii:
- Incepe să se manifeste fenomenul de oboseală la nivelul "nasului" cleştelui metalic – atunci
cînd partea superioară a elementul de amortizare a tălpii (ce îmbracă talpa şinei) este în
parametrii funcŃionali, fenomen ce are ca finalitate ruperea materialului; în acest caz
sistemul de prindere nu mai prezintă siguranŃă în exploatare – risc crescut de deraiere;
- Partea superioară a elementului de amortizare a tălpii şinei, se deteriorează înnainte de
cedarea prin oboseală a cleştelui metalic; în acest caz, cleştii metalici rigizi nu mai asigură o
forŃă de apăsare pe talpa şinei – sub încărcări şina joacă pe verticală: sursă de producere a
uzurilor ondulatorii la nivelul ciupercii şinei.
6. Concluzii
Pentru o lucrare de investiŃii nouă, nu este de dorit a se utiliza prinderi rigide. Astfel, se
recomandă utilizarea sistemelor de prindere elastice, astfel:
În aliniamente şi curbe (R > 300m):
- Sisteme tip W 14 – WTRAM 14 – diagrama maximă admisă: 0,75m;
- Sisteme tip W 21 – WTRAM 21 – diagrama maximă admisă: 1,00m.
În curbe mici (R < 300m):
- Sisteme tip W 14 WTRAM 14 – diagrama maximă admisă: 0,75m;
- Sisteme tip W 21 WTRAM 21 – diagrama maximă admisă: 0,75m.
Bibliografie:
- Metode moderne Vossloh pentru traficul urban, C. Luscalov, Simpozion Cai Ferate, CFDP 2002;
- Metode moderne de realizare a infrastructurilor necesare traficului urban - tramvai si metrou utilizând
sisteme de prindere elastica Vossloh, C. Luscalov, Simpozionul de Cai Ferate, CFDP 2004;
- Sisteme moderne de prindere neclasica Vossloh pentru Pasajul BASARAB, C. Luscalov, Conferintele Club
Feroviar, Poiana Brasov 2011;
- Sisteme elastice de prindere a căii de rulare la tramvai – Studiu Comparativ, A.A. Drăghici, C.Luscalov,
Simpozion Cai Ferate, CFDP 2011;
- Rapoarte Tehnice Universitatea Tehnica din Munchen – Studiul sistemelor de prindere elastica Vossloh
W 14 si W 21;
- Agremente Tehnice Feroviare AFER nr. 463 si 269, pentru sistemele de prindere Vossloh W 14 si W 21;
- Rapoarte de incercari de laborator si in exploatare AFER – LIS, pentru sistemele de prindere Vossloh
W 14 si W 21;
- Prezentarea sistemelor de prindere elastica Vossloh W 14 si W 21, Vossloh Fastening Systems GmbH.