Метод подобия, используемый при восстановлении профиля поверхности катания колесных пар повышенной твердости

Общетехнические задачи и пути их решения

153

точным, чем аналитическое решение, полученное в первом цикле.

Максимальные продольные напряжения, полученные за два цикла, отличаются от напряжений, полученных по методу конечных элементов менее чем на 2 % (задача 1, сечения 1 и 7; задача 2, сечения 3 и 5). Близость результатов во втором цикле при аналитическом решении и результатов, полученных по методу конечных элементов, говорит о приближении к точному решению.

Заключение

1. В среде MathCAD был реализован алгоритм расчета на прочность слоистых балок, основанный на итерационном способе последовательного удовлетворения условиям равновесия и совместности деформаций. По данному алгоритму решено две задачи.

2. Те же задачи решены методом конечных элементов с использованием программного комплекса Midas Civil. Приведены результаты.

3. Учет сдвиговых и поперечных деформаций с помощью метода итераций повысил точность решения на 12 %.

4. Максимальные продольные напряжения, полученные за два цикла, отличаются от напряжений, полученных по методу конечных элементов менее чем на 2 %.

Библиографический список

1. Итерационный метод расчета балок с изменяющимися по высоте характеристиками / Б. М. Аллахвердов // Исследования по механике материалов и конструкций : сб. научн. статей. -Вып. 12. - СПб. : Петербургский гос. ун-т путей сообщения, 2002. - С. 30-34.

2. Теория упругости / М. М. Филоненко-Бо-родич. - М. : Гос. изд-во физико-механической литературы, 1959. - 364 с.

3. Прикладная механика твердого деформируемого тела. Т. 2 / А. П. Филин. - М. : Наука ; Главная редакция физико-математической литературы, 1978. - С. 616.

УДК 621.941.01: 629.4.027.4 Д. А. Потахов

Петербургский государственный университет путей сообщения

МЕТОД ПОДОБИЯ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЙ ПРИ ВОССТАНОВЛЕНИИ ПРОФИЛЯ ПОВЕРХНОСТИ КАТАНИЯ КОЛЕСНЫХ ПАР ПОВЫШЕННОЙ ТВЕРДОСТИ

Представлена методика расчета параметров и режимов процесса обточки железнодорожных колес повышенной твердости с использованием метода подобия. Даны рекомендации по выбору рациональных режимов резания.

цельнокатаное колесо, колесная пара, режущий инструмент, восстановление поверхности катания, режимы резания.

Введение

Важнейшим требованием современного машиностроения к используемому станочному и инструментальному оборудованию

является обеспечение установленной точности и качества обработанной поверхности катания колесной пары (КП) при требуемой производительности труда. Производительность процесса механической обработки ко-

ISSN 1815-588Х. Известия ПГУПС

2013/2

154

Общетехнические задачи и пути их решения

лесных пар определяется использованием существующего оборудования, оптимальных режимов резания и геометрии режущего инструмента [1].

Использование современных методов исследования процесса резания, таких как метод подобия, теория размерностей и других, позволяет получить обобщенные теоретические зависимости, достаточно точно выражающие физику процесса. Это дает возможность, оперируя безразмерными критериями, давать оценку процессу резания, не прибегая к эксперименту.

Значительным достижением науки о резании материалов является установление факта существования так называемых оптимальных температур резания 90, работа при которых обеспечивает инструменту наибольшую размерную стойкость, а детали - наиболее высокую точность и благоприятные свойства металла ее поверхностного слоя. Установлено также, что при резании с оптимальной температурой силы резания имеют стабильно минимальные значения, а износ инструмента и шероховатость обработанной поверхности - минимальны [2]. Важным является то обстоятельство, что, меняясь при переходе от одной пары «резец - деталь» к другой, оптимальная температура не зависит от различных переменных технологических факторов, таких как структура и свойства обрабатываемого материала, геометрические параметры режущего инструмента и т. п. Многочисленными исследованиями доказано, что для каждой новой пары «инструментальный материал - обрабатываемый материал» существует свое вполне определенное значение оптимальной температуры [3].

На основании вышесказанного можно сделать вывод о целесообразности обточки профиля поверхности катания КП с оптимальной температурой, что позволит снизить влияние состояния поверхности профиля катания на период стойкости инструмента, придать обработанной поверхности требуемые точность и качество и повысить эффективность процесса обточки КП за счет повышения эффективности работы режущего инструмента.

Ниже рассмотрена методика расчета параметров и режимов процесса обточки железнодорожных колес с использованием метода подобия [3]. При разработке методики использовались работы С. С. Силина [4, 5, 6] и других авторов [7], а также зависимости, полученные в результате экспериментов. Использование методики позволяет не только оценивать параметры процесса, но и определять оптимальные для конкретных условий восстановления профиля режимы резания и соответствующие им теплофизические, контактные и другие параметры.

1 Расчет основных характеристик процесса восстановления профиля поверхности катания колесной пары

1.1 Толщина и ширина среза

Для расчета различных параметров процесса восстановления профиля катания использовали следующие уравнения.

На все механические и тепловые процессы, происходящие в зоне резания, большое влияние оказывает сечение среза, которое в общем виде выражается формулой:

F = a1b1 = st,

где a1 и b1 - толщина и ширина среза, м; s и t - подача и глубина резания, м.

При свободном резании толщина и ширина среза определяются известными формулами [3]:

7 t

a1 = s sin ф; b1 =-,

sin ф

где ф - главный угол в плане, рад.

При обточке железнодорожных колес на колесотокарных станках в качестве режущего инструмента широко используется призматическая пластина с радиусом при вершине 4 мм, радиусом скругления режущих кромок ~0,04 мм и с лункой. При ее работе снятие припуска осуществляется одновременно радиусной и прямолинейной частями главной

2013/2

Proceedings of Petersburg Transport University

Общетехнические задачи и пути их решения

155

режущей кромки и в этом случае при резании толщина а ширина среза Ь1 и периметр рабочих участков режущих кромок Ь определяются по следующим формулам [3]:

a1 = — sin arctg х

[l - a' (1 - cos ф)] ctg9 + a' (sin ф + Ь'У

с

Ь =

Ct

sin arctg

t1 - «'I1 - cos ф)] ctgф + a'

c

Ь = -

t

1 - a'

1 - cos ф--:

sin ф

ф arccos

Vi-Ь7

sin ф

sin ф

где a' = —; Ь' = —; c' = 1 - a'(1 -V 1 - Ь'2 ). t 2r

Входящие в критерии Ре, F и D и в уравнение (4) параметры имеют следующие смысл и размерность:

v - скорость резания, м/с;

Хр и X - коэффициенты теплопроводности инструментального и обрабатываемого материалов, Дж/(мсград);

a = —— коэффициент температуропро-ср

водности обрабатываемого материала, м2/с;

ср - удельная объемная теплоемкость обрабатываемого материала, Дж/(м3град);

Р = ^ -(a + y) - угол заострения резца,

рад;

а и у - задний и передний углы резца, рад;

е = л- (ф + ф1) - угол при вершине резца в плане, рад;

ф и ф1 - главный и вспомогательный углы резца в плане, рад;

m и n, k, p, q - коэффициент и показатели степени [3], зависящие от условий процесса резания.

1.2 Тангенс угла наклона условной плоскости сдвига

Тангенс угла наклона условной плоскости сдвига вычисляются по формуле [3]:

B = tgp1

mPen

FkDp (1 - sin y)q ,

где Ре, F и D - безразмерные комплексы (критерии подобия), а именно: n va, „

Pe = —1 - критерий Пекле, характеризу-a

ющий степень влияния режимных условий процесса va1 по сравнению с влиянием теплофизических свойств обрабатываемого материала a;

X p

F = —-PE - критерий, отражающий вли-

X

яние геометрии инструмента и отношения теплопроводности инструментального и обрабатываемого материалов; n a1

D = — - критерий, характеризующий гео-Ь1

метрию сечения среза.

1.3 Длина контакта стружки

с инструментом и инструмента с деталью

Длина контакта стружки с инструментом и инструмента с деталью вычисляется по формуле:

l , ( cos y + sin у

— = k0 I------------cos у + sin у

a1 0 ^ B

A , I B 5

и — = 1,25J-----+ —,

р1 V sin a р1

где l и A - соответственно длины контактов на передней и задней поверхностях инструмента, м;

р1 - радиус скругления режущей кромки инструмента, м;

5 - величина фаски износа на задней поверхности, м;

k0 =------------ коэффициент, изме-

0 m1

няющийся в пределах от 1 до 3 и зависящий от отношения

ISSN 1815-588Х. Известия ПГУПС

2013/2

156

Общетехнические задачи и пути их решения

lo

m = —, l

где l0 - длина зоны пластического контакта.

При m = 0,25 k = 2,9, при m = 0,5 k = 1,45, при m = 1 k = 1. Отношение m, в свою очередь, определяется характером изменения касательных напряжений на контактной площадке передней поверхности инструмента.

1.4 Средние коэффициенты трения на передней поверхности инструмента

Средние коэффициенты трения на передней поверхности инструмента определяются по формуле:

cos у + sin у - B

1.5 Температура резания

при восстановлении профиля

Температура в плоскости сдвига:

е ^•

, 2 x

где erfx = —т= I e dx - интеграл вероятно-

0

сти, функция Крампа; тр - сопротивление обрабатываемого материала пластическому сдвигу, Н/м2.

Средняя контактная температура передней поверхности инструмента:

е„ =е, (1+o,73¥м),

= 0,735Pe°'625 B1075

где Vм = р о,25 ^ °.°75 ^

^ [cosу + sinу-B(cosу-sinу)]°’55

,, IPeB / „ . \ 0,625

erf

Средняя контактная температура задней поверхности:

(

03 = 0,50^

1+

sin0,25 а

Л

1,25 + 1,72 V

где V n ='

V vpeEB1,2^'^

0,465b1’275Pe0,625E0’55 cos а

F°,25D°’°75 sin0,275 аerf

PeB

4

E = ^.

a,

Температура резания при восстановлении профиля:

0,95т Pe0’375 E0,055erf0’4

0 =

PeB

4

cpB0’625F0Д5D0,045 (1 - sin у)65 sin0,03 а

Оптимальная температура резания при восстановлении профиля колеса:

0 = 0,60пл

V*р У

0,12

Г Л0,2 cP

Vv 'p У

(1+ 5)0,

x

x

где 9пл = 1490 °C - температура плавления кобальта; ов и 5 - предел прочности и относительное удлинение при растяжении образцов из обрабатываемого материала.

1.6 Силы резания при восстановлении профиля

Тангенциальная составляющая равнодействующей силы резания:

P

р aA

1 +

в

+ 0,625EM.

B

sin а

Л

cos а ,

У

где М = b/b1 - отношение периметра рабочих участков режущих кромок к ширине среза.

Осевая и радиальная составляющие равнодействующей силы резания:

p = Tpab x

f

1_ -1 + 0,625EM

в +

B

Л

cos а

sin а

cos ф;

У

2013/2

Proceedings of Petersburg Transport University

Общетехнические задачи и пути их решения

157

Px = Tp «1*1 Х

(

1 _ 1 + 0,625EM В ^

В

Л

cos а

sin а

sin ф,

J

где ц1 - коэффициент трения на задней поверхности инструмента.

1.7 Скорость резания

Основными параметрами обрабатываемости резанием сталей и сплавов являются:

- скорость резания v, характеризующая процесс обработки;

- относительный линейный износ инструмента Ип, определяющий расход инструментального материала.

Для этих параметров скорость резания v [3] в любом диапазоне ее изменения определяется по выражению:

Сила Pz при резании с оптимальной температурой определяется по формуле [2]:

P._;_ =

тра1Ъ1а0ЕПо (1 _ 0,45 sin у)М0’'

• 0д4 sin ’ а

0,04

H,

где с0 = 3,65; п0 = 0,125 при Е < 0,05; с0 = 5,31; nQ = 0,25 при 0,05 < Е < 0,1; с0 = 7,60; п0 = 0,40 при E > 0, 1. Критерий Пекле Pe при резании с оптимальной температурой определяется по формуле [3]:

Pe =

4а02 E 2

х

i L 2,65FD°’3c0En0

к 2ар9о sin0,2 а

= ак2Е°’2Л2 |"1 L 2,65rD0’3

V = 4ах sin0,1 а '" + Г + к2AE0>025 sin0’065 а ’

. а1Ъ1ар9

где A =-------- энергетический критерий

Pz

подобия, определяющийся уровнем температуры резания 9 и силы резания Pz; к - ко -эффициент, учитывающий погрешность замены Pe [3].

1.8 Оптимальная скорость резания

1.9 Относительный линейный износ, определяющий расход инструментального материала

Относительный линейный износ:

h о = 3,5'10

10 Г а

11 + 5

10

0

( т \

\°В J

2 г \78,5(9о/9Я)3_2

Ml v v0 «Lj

X

Для оптимальной скорости резания v0 при резании с оптимальной температурой 90 [3]:

v0 =

к кара*E

2,р0,2 Г

4sin0,1 а

9

2

P

V z min J

0,3

2,65k

P

1 + -

г «i

V Ъ1 J

0,025 *0,065

к а1Ъ1карЕU’UZ2 sin0’065 а9,

где 9о - оптимальная температура резания, определенная по формуле (5) и данных [2, 3, 7].

Для текущего относительного линейного износа:

*Л = h0 I —

\°,(Ш Г9 |

V9o J

при V М;

>0,1'19й |

Ъя = h01 V° | V при v > v0

где GL =

и aL' - оптимальная ско-

и

рость резания и толщина среза при подаче S = 1 • 10-3 м; оп - предел прочности на сжатие инструментального материала, Н/м2.

ISSN 1815-588Х. Известия ПГУПС

2013/2

158

Общетехнические задачи и пути их решения

2 Расчет параметров,

характеризующих качество процесса восстановления профиля поверхности катания колесной пары

Высота неровностей Rz определяется выражением:

R

Z

С

2

8rAn ’

где h0 = 1-10-6 м - фиксированная (постоянная) глубина наклепа, м.

Для суммарных остаточных напряжений, подробно рассмотренных в работах [3, 7], возникающих при работе с оптимальными температурами 9 :

а

at

0,5Pe0,3EU5B02M107 f

ч 0,27

sin 0,7а • sin0,05a

СР

Р А

где c и n - численные величины [3]; r - радиус при вершине резца в плане, м; и где критерий подобия А определяется по уравнению [3]:

I = P -

A cpa1b1Q

- кЕ0Д 0 6625 FD°’3e0Д75

~4P~e sin0-05 a + 0’6625 Pesin0165 a'

При работе с оптимальными температурами 9о приближенно можно принимать:

Rz - —

z 8r

Глубина наклёпа hc [3]:

h

s

0,063

b x ^

p

Vat J

tg1,7 itg0,5 цК1 lm

0,81__\2,1 • fg°,19n

,

где m - безразмерный коэффициент, зависящий от геометрических параметров инструмента и элементов сечения среза [3, 6]; i и п - соответственно угол наклона силы стружкообразования к условной плоскости сдвига и угол схода стружки [6]; от - предел текучести обрабатываемого материала, Н/м2; К = l при К2 > 1, К = К2 при К2 < 1;

К2 - 0,76

b хЛ axtg1,2 i

\at J

AB

1,3

tg

л at

2

Степень наклепа выражается через его глубину:

N - 2,08 -10-

^0 ^ V0o J

0,72

h

t,

ho

где Pg и Eg - коэффициент линейного расширения и модуль упругости обрабатываемого материала, 1/°С и Н/м2 соответственно.

3 Последовательность

расчета режимов восстановления профиля колеса с учетом производительности и качества обработки колесной пары

A. Определяется значение оптимальной температуры резания 9о для конкретной пары «резец - деталь» по формуле (5).

Б. Назначается глубина резания t исходя из величины снимаемого припуска и требуемой точности обработки с учетом жесткости системы СПИД.

B. Определяется подача s исходя из обеспечения требуемой шероховатости поверхности и точности обработке по формуле (10).

Г. Определяется глубина и степень наклепа по найденной подаче с помощью формул (11) - (12).

Д. Определяется толщина среза a1, ширина среза b1 и периметр рабочих участков режущих кромок b помощью формул (1) - (3). Е. Определяются критерии F, Е, D.

Ж. Определяется предварительное значение Pe при К = 3,5 по формуле (8).

З. Находится для Pe по [3] уточненное значение коэффициента К.

И. Определяется сила Pz при резании с оптимальной температурой по формуле (7).

К. Производится расчет оптимальной скорости резания vq (6).

Л. Определяется частота вращения шпинделя n.

2013/2

Proceedings of Petersburg Transport University

Общетехнические задачи и пути их решения

159

М. Определяется минутная подача по формуле ^ = n • 5.

Н. Определяется оптимальный относительный линейный радиальный износ Ипо по формуле (9).

О. Рассчитывается максимальная размерная стойкость Т .

р

Результаты численных исследований графически представлены на рис. 1-4. Соотношение твердости в HB по Бринеллю и преде-

ла прочности при растяжении сВ в МПа рассчитывалось по эмпирической формуле [8]:

оБ = 112 + 2,4 • HB.

Влияние переднего угла режущей пластины на скорость резания отображается в виде восходящей прямой (см. рис. 1), расположенной в первой и второй координатных четвертях и наклоненной к оси абсцисс

HB = 255 HB = 300 HB = 340

Передний угол, град

Рис. 1. Влияние переднего угла резца на скорость резания для марок стали различной твердости при t = 5 мм, s = 1,1 мм/об., р1 = 0,04 мм

HB = 255 HB = 300 HB = 340

Глубина резания, мм

Рис. 2. Влияние глубины резания на скорость резания для марок стали различной твердости при s = 1,1 мм/об., у = 0°, р1 = 0,04 мм

ISSN 1815-588Х. Известия ПГУПС

2013/2

160

Общетехнические задачи и пути их решения

HB = 255

HB = 300

HB = 340

Рис. 3. Влияние радиуса скругления режущей кромки на скорость резания для марок стали различной твердости при s = 1,1 мм/об., t = 5 мм, у = 0°

t = 3 мм И t = 5 мм A t = 7 мм

Рис. 4. Влияние твердости колесной стали на скорость резания при s = 1,1 мм/об., у = 0°, р1 = 0,04 мм

на малый острый угол. С увеличением переднего угла уменьшается угол заострения режущей кромки инструмента и уменьшаются силы резания, в результате чего незначительно растет оптимальная скорость резания; в то же время снижается прочность режущего инструмента. Как и ожидалось, с

увеличением твердости стали существенно падает оптимальная скорость резания. Так, для стали с HB = 255 при у = 0° оптимальная скорость v = 25,32 м/мин, а для стали с HB = = 300 при у = 0° v = 18,45 м/мин.

Зависимости допустимой скорости резания от глубины описываются вогнутыми

2013/2

Proceedings of Petersburg Transport University

Общетехнические задачи и пути их решения

161

кривыми (см. рис. 2). С увеличением глубины резания значение оптимальной скорости резания уменьшается. При интенсивных режимах резания, соответствующих достаточно большим значениям толщины срезаемого слоя, увеличение глубины резания все меньше влияет на скорость, так как кривые становятся все более пологими. Однако в общей картине влияние глубины резания на скорость довольно существенное. Как и ожидалось, с увеличением твердости стали существенно падает оптимальная скорость резания. Так, для стали с HB = 255 при t = 7 мм оптимальная скорость v = 23,39 м/мин, а для стали с HB = 300 при t = 7 мм - v = 17,05 м/мин. Таким образом, при достаточно больших значениях толщины срезаемого слоя, характерных для восстановления профиля железнодорожных колес, значения оптимальной скорости резания лежат в пределах 12-22 м/мин в зависимости от твердости, определяемой маркой колесной стали.

Влияние радиуса скругления режущей кромки твердосплавной пластины на скорость резания имеет вид выпуклой кривой с экстремумом при значении р1 ~ 0,04 мм (рис. 3).

С увеличением радиуса скругления главной режущей кромки твердосплавной пластины до ~0,04 мм оптимальная скорость резания возрастает, это объясняется увеличением прочности режущей кромки и стойкости режущего инструмента, что снижает вероятность его поломки. При дальнейшем увеличении р скорость v существенно уменьшается, поскольку возрастают силы резания, вибрация и износ по задней поверхности инструмента, в результате чего снижается стойкость инструмента. Опять же, повышение твердости стали требует снижение режимов резания, а именно скорости резания. Таким образом, радиус скругления главной режущей кромки твердосплавной пластины существенно влияет на прочность режущей кромки и стойкость режущего инструмента.

Зависимости допустимой скорости резания от твердости для различных глубин резания описываются вогнутыми кривыми небольшой кривизны (рис. 4). Как с увеличением твердости колесной стали, так и с ро-

стом глубины резания значение оптимальной скорости значительно уменьшается. Например, для стали с HB = 300 при t = 3 мм оптимальная скорость v = 21,35 м/мин, t = 5 мм -v = 18,45 м/мин, t = 7 мм - v = 17,05 м/мин.

Заключение

Расчет режимов резания на основе теории подобия показал, что введение новых марок колесных сталей с повышенными физико-механическими свойствами потребует при восстановлении профиля поверхности катания на ремонтных предприятиях снижения режимов резания примерно в 2 раза по сравнению с режимами обработки обычных железнодорожных колес, при условии сохранения необходимых точности и качества обработанной поверхности.

Библиографический список

1. Ресурс и ремонтопригодность колесных пар подвижного состава железных дорог : монография / Под ред. проф. И. А. Иванова. - М. : ИНФРА-М, 2011. - 264 с. - (Серия «Научная мысль»).

2. Оптимизация процессов резания / А. Д. Макаров. - М. : Машиностроение, 1976. -278 с.

3. Метод подобия при резании материалов / С. С. Силин. - М. : Машиностроение, 1979. -152 с.

4. Теоретическое определение параметров процесса резания / С. С. Силин // Производительная обработка и технологическая надежность деталей машин : межвузовский сб. научных трудов. - 1977. - № 6. - С. 3-16.

5. Исследование износа твердосплавных режущих инструментов при резании материалов методами теории подобия / С. С. Силин, Ю. Е. Ко -нонов // Производительная обработка и технологическая надежность деталей машин : межвузовский сб. научных трудов. - 1977. - № 6. - С. 58-62.

6. Определение угла схода стружки при точении / С. С. Силин, В. А. Козлов // Производительная обработка и технологическая на-

ISSN 1815-588Х. Известия ПГУПС

2013/2

162

Общетехнические задачи и пути их решения

дежность деталей машин : межвузовский сб. научных трудов. - 1978. - № 7. - С. 3-16.

7. Назначение режимов резания по заданным параметрам качества поверхностного слоя : учеб. пособие / В. Ф. Безъязычный. - Ярославль : РАТИ, 1978. - 87 с.

8. СТО 22-04-02. Руководство по отбору микропроб, проб и определению механических свойств сталей в металлических конструкциях неразрушающим методом : утв. 30.10.02. - М. : Научно-производственный консорциум «Ресурс», 2002. - 30 с.

УДК 625.46

Н. В. Романовская, В. В. Свитин

Петербургский государственный университет путей сообщения

РАСЧЕТ ВЕРХНЕГО СТРОЕНИЯ ТРАМВАЙНОГО ПУТИ С УСТАНОВКОЙ УПРУГИХ ЭЛЕМЕНТОВ

Одним из основных методов снижения вибрации в источнике его образования является виброизоляция путем установки упругих профилей на основе полиуретана. Для расчета оптимальных параметров данных вкладышей с помощью программного комплекса Autodesk Robot создана математическая модель. Модель построена из объемных конечных элементов и максимально приближена к реальному объекту. В модели задаются динамические и статические нагрузки, действующие на путь, и производится расчет. Разработанная математическая модель позволяет отслеживать динамическое воздействие колеса трамвая и степень демпфирования упругих материалов, окружающих рельс.

упругие профили, трамвайный рельс, конструкция трамвайных путей, динамическое воздействие.

Введение

Вибрационные воздействия, обусловленные движением трамваев, могут являться существенным фактором, влияющим на комфортность проживания для жителей домов, расположенных в непосредственной близости к трамвайным путям, и на прочность строительных конструкций. Вибрация при движении трамваев передается через рельсы на верхнее строение пути и далее через грунт на окружающие постройки; она является самостоятельным источником воздействия и порождает переизлученный шум. Динамические воздействия возникают также из-за дефектов колес и рельсов, таких как неровности от торможения, ползуны, отслоение и выкрашивание металла на поверхности катания головки, вертикальное и горизонтальное расслоение головки рельса, смятие и верти-

кальный износ, волнообразные неровности на головке рельса. Решению этой проблемы уделяется внимание во всем мире.

1 Методы снижения шума и вибрации

Ведущие европейские компании: TINES (Польша), PDTprofiles (Германия), Sika (Швейцария) и различные российские компании: зАо «ЭЛАСТ», ГСК «Красный треугольник», ОАО «Сланцевский завод “Полимер”», ОАО «КурскРезиноТехника», ЗАО «Завод путевых конструкций» разрабатывают современные системы, позволяющие снизить уровень данного вида отрицательного воздействия от легкорельсового транспорта.

Одним из основных методов снижения шума и вибрации в источнике его образо-

2013/2

Proceedings of Petersburg Transport University