Анализ напряженно-деформированного состояния корпуса автосцепки СА-3 Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Аэродинамические характеристики токоприемника «Аист», полученные расчетным путем, практически идентичны характеристикам SSS-87, полученным при натурном эксперименте. Это объясняется тем, что они имеют схожие аэродинамические профили и миделево сечение.

Сумма вертикальной составляющей аэродинамической силы на поднятый рабочий токоприемник (задний по ходу) и активного нажатия не должна превышать 144 Н при условии, что ЭПС движется с наибольшей скоростью при встречном ветре не более 10 м/с. При этом по техническому заданию активное контактное нажатие должно изменяться в диапазоне от 70 до 110 Н, следовательно, аэродинамическая подъемная сила не должна превышать 34 Н.

Токоприемник «Аист» имеет аэродинамическую подъемную силу выше установленной в техническом задании. В связи с этим для обеспечения заданной аэродинамической подъемной силы при максимальных скоростях необходимо использовать дополнительные аэродинамические устройства.

Список литературы

1. Маслов, Г. П. Аэродинамические показатели токоприемников скоростного электрического подвижного состава [Текст] / Г. П. Маслов, М. А. Капралова // Известия Транссиба / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск. - 2010. - № 1 (1). - С. 20 - 25.

2. Алямовский, А. А. SoHdWorks. Компьютерное моделирование в инженерной практике [Текст] / А. А. Алямовский. - СПб: БХВ-Петербург, 2005. - 800 с.

3. Краснов, Н. Ф. Аэродинамика / Н. Ф. Краснов. М.: Высшая школа, 1981. - 720 с.

4. Маслов, Г. П. О выборе рациональный аэродинамической характеристики токоприемника [Текст] / Г. П. Маслов, О. И. Поздняков, Е. Н. Панзо // Исследования и разработка ресурсосберегающих технологий на железнодорожном транспорте: Межвуз. сб. науч. тр. с между-нар. участием / Самарский ин-т инж. ж-д. трансп. - Самара, 2002. - Вып. 23. - С. 70, 71.

УДК 621.336.7

А. В. Кодылев

АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ КОРПУСА АВТОСЦЕПКИ СА-3

С целью совершенствования конструкции корпуса автосцепки СА-3 разработана система автоматизированной оценки прочности. Проведены расчеты и дано графическое представление результатов исследований. Проведенные расчеты дали возможность оценить прочность корпуса автосцепки и выработать предложения и рекомендации по совершенствованию его конструкции. Применение системы для оценки прочности корпуса автосцепки позволяет автоматизировать расчеты и ускорить совершенствование его конструкции.

Анализ данных по отказам корпусов автосцепок свидетельствует о высокой повреждаемости в эксплуатации трещинами и остаточными деформациями (выпучивание) зоны перехода от головы к хвостовику и боковой стенки головы со стороны малого зуба. Это указывает на необходимость совершенствования конструкции корпуса автосцепки с целью снижения концентрации напряжений в наиболее повреждаемых зонах, перераспределения силовых потоков между наиболее и наименее нагруженными областями. Проведенные исследования по анализу нагруженности отдельных зон корпуса автосцепки продольными эксплуатационными усилиями показали, что в них имеют место концентрация напряжений и значительное превышение максимальных значений напряжений их среднего уровня. Для проведения уточненной оценки напряженно-деформированного состояния (НДС) в этих зонах и выработки предложений по совершенствованию конструкции корпуса автосцепки проведено компьютерное моделирование с использованием конечно-элементных моделей (КЭМ) повышенной степени дискретизации в областях концентрации напряжений. На рисунке 1 представлен

Рисунок 1 - Фрагмент КЭМ для анализа НДС зоны перехода от головы к хвостовику

фрагмент КЭМ, включающий в себя боковую стенку головы со стороны малого зуба, вертикальную упорную поверхность и фрагмент хвостовика. Ось X совпадает по направлению с продольной осью автосцепки, ось Y направлена вертикально вверх.

При анализе схем и уровня нагружений корпуса автосцепки в эксплуатации распределение усилий в контуре зацепления определялось с учетом взаимодействия пары автосцепок.

Установлено, что наиболее невыгодное сочетание нагрузок, действующее в контуре зацепления растянутых или сжатых автосцепок, формируется при отсутствии сил трения в зонах контакта рабочих поверхностей, что на практике реализуется в процессе движения поезда. Вибрация автосцепок способствует снижению уровня сил трения в 5 - 10 раз. В этом случае нормальные усилия N1, N2, N3 имеют максимальные значения, а касательные Т1, Т2, Т3 равны нулю. При соосном соединении пары автосцепок усилия в контуре зацепления равномерно распределены по соответствующим рабочим поверхностям малого и большого зубьев головы автосцепки.

Силовые потоки в этом случае распределяются относительно равномерно по высоте боковых стенок головы автосцепки от малого и большого зубьев и симметричны относительно продольной оси. При наличии вертикального эксцентриситета между смежными автосцепками отмечаются ограничение площади контакта и смещение равнодействующей продольных сил в вертикальном направлении относительно продольной оси автосцепки, что существенно сказывается на НДС боковых стенок и зоны перехода.

Таким образом, при оценке НДС боковой стенки головы автосцепки со стороны малого зуба и зоны перехода от головы к хвостовику необходимо рассматривать различные варианты сочетания продольных нагрузок с учетом наличия или отсутствия вертикального эксцентриситета (50 мм), представленные на рисунке 2.

Проведенные исследования на основе компьютерного моделирования НДС корпуса автосцепки с учетом различных вариантов нагружения показали, что напряженное состояние характеризуется значительной неоднородностью в распределении полей напряжений по телу автосцепки. Выделяется ряд зон, где максимальные значения напряжений достигают предела текучести для данной марки стали и превосходят его.

В то же время имеются области, где макси- Рисунок 2 - Варианты взаимодействия пары автосцепок мальные значения напряжений значительно при наличии или отсутствии вертикального эксцентри-ниже среднего уровня для корпуса авто- ситета (положительный - нагрузка смещена вверх, от-сцепки (100 МПа) рицательный - вниз): 1, 2 - сжатие и растяжение без

эксцентриситета; 3, 4 - сжатие и растяжение с положительным эксцентриситетом; 5, 6 - сжатие и растяжение с отрицательным эксцентриситетом

р р

Вариант 2

р 1 р

Вариант 3

Вариант 4

Вариант 5

Р

<-

Вариант 6

! 4(12)

Рисунок 3 - Изолинии сжимающих напряжений в верхнем углу зоны перехода (вариант 1). Изолинии, МПа: 1 = -550, 2 = -500, 3 = -450, 4 = -400, 5 = -350

Наиболее нагруженными оказались боковая стенка головы автосцепки со стороны малого зуба и зона перехода от головы автосцепки к хвостовику. Высокие значения напряжений и их концентрация в этих зонах объясняются особенностями геометрии конструкции (упор головы автосцепки располагается перпендикулярно верхней горизонтальной поверхности хвостовика, боковая поверхность имеет выступ, во многом определяющий направление деформаций), а также геометрией тяговых поверх-

ностей малого зуба и спецификой распределения силовых потоков по боковой стенке малого зуба, зоне перехода и далее по боковой поверхности хвостовика автосцепки. Это определяет значительную неоднородность распределения полей напряжений как по поверхности стенки головы со стороны малого зуба, так и в зоне перехода.

Наибольшая концентрация напряжений отмечается в верхнем и нижнем углах зоны перехода от головы к хвостовику со стороны малого зуба. Распределение сжимающих напряжений в верхнем углу зоны перехода представлено на рисунке 3.

Установлено, что при сжатии автосцепки усилием 3 МН без эксцентриситета в этой зоне компоненты напряженного состояния не достигают предела текучести материала корпуса автосцепки (а, < ат) и находятся на уровне: ах = -410 МПа, ау = -160 МПа, т. е. отмечается двухосное сжатие при упругом деформировании материала.

При смещении равнодействующей сжимающего усилия вверх (см. рисунок 2, вариант 3) в верхнем углу зоны перехода формируется зона высокой концентрации сжимающих напряжений (рисунок 4). Имеет место двухосное сжатие с компонентами ах = -860 МПа, ау =

= -290 МПа, аz = 8 МПа. В этой зоне выполняется условие = ат, т. е. имеет место упругопластическое деформирование металла. Причем начало пластических деформаций отмечается уже при наличии продольного сжимающего усилия на уровне 1,5 МН.

Следует отметить, что наряду с высоким уровнем сжимающих напряжений в этой зоне при нагружении автосцепки по варианту 3 также имеет место значительная концентрация касательных напряжений высокого уровня.

При смещении равнодействующей сжимающего усилия вниз (см. рисунок 2, вариант 5) в верхнем углу зоны перехода отмечаются напряжения невысокого уровня с компонентами ах = - 51,3 МПа, ау = = +19 МПа, аz = - 50,8 МПа.

Таким образом, установлено, что вертикальное смещение сжимающего усилия в контуре зацепления приводит к существенному изменению уровня максимальных напряжений в верхнем углу зоны перехода. Наиболее неблагоприятный вариант нагружения с позиции возможности протекания пластических деформа-

Рисунок 4 - Изолинии сжимающих напряжений в верхнем углу зоны перехода (вариант 3). Изолинии, МПа: 1 = -650, 2 = -600, 3 = -550, 4 = -500, 5 = -450, 6 = -400, 7 = -350

ций соответствует смещению равнодейст-вующей вверх, т. е. автосцепка располагается с провисанием.

При растяжении автосцепки усилием в 2,5 МН без вертикального эксцентриситета (см. рисунок 2, вариант 2) в верхнем углу зоны перехода имеет место двухосное растяжение с компонентами <х = 333,3 МПа, <у = 134,0 МПа, <2 = -29,3 МПа, интенсивность напряжений <31 составила 340 МПа.

При смещении равнодействующей растягивающего усилия вверх (см. рисунок 2, вариант 4) в верхнем углу зоны перехода формируется зона высокой концентрации растягивающих напряжений. Имеет место двухосное растяжение с компонентами <ох = 740 МПа, оу = = 254,5 МПа, <2 = -6,6 МПа. В этой зоне выполняется условие <оi = от, т. е. имеет место упру-гопластическое деформирование металла. Следует отметить, что условие «1 = <т выполняется уже при продольном усилии в 2,15 МН.

При смещении равнодействующей нагрузки в нижнюю часть контура зацепления (вариант 6 на рисунке 2) НДС этой зоны характеризуется невысоким уровнем напряжений. Имеет место двухосное сжатие с компонентами <х = -51,3 МПа, = 18,7 МПа, <2 = -50,8 МПа.

Таким образом, установлено, что при растяжении корпуса автосцепки с эксцентриситетом (нагрузка смещена в верхнюю часть контура зацепления) в области верхнего угла зоны перехода со стороны малого зуба формируется зона высоких растягивающих напряжений, выполняется условие <оi = <т, создаются условия для формирования и накопления пластических деформаций.

Вторая область концентрации высоких напряжений формируется в нижнем углу зоны перехода со стороны малого зуба. При сжатии автосцепки усилием 3 МН без эксцентриситета в этой зоне выполняется условие <1 = ат, т. е. имеет место упругопластическое деформирование металла.

Компоненты напряженного состояния находятся на уровне: <х = -610 МПа, <у = = -136 МПа, <2 = -23,8 МПа (см. рисунок 2), т. е. отмечается трехосное сжатие. Следует отметить, что условие <1 = ат выполняется уже при наличии продольного сжимающего усилия в 2,4 МН.

Наиболее неблагоприятной с позиции напряженно-деформированного состояния является схема нагружения, моделирующая смещение равнодействующей приложенной нагрузки в нижнюю часть контура зацепления, т. е. наличие вертикального эксцентриситета (варианты 5,6 на рисунке 2). Сжатие автосцепки усилием в 3 МН по схеме варианта 5 (см. рисунок 2) является причиной наличия в этой зоне трехосного сжатия с компонентами, близкими к пределу текучести материала или превышающими его: <х = -1000 МПа, <у = -369,6 МПа, <2 = = -185,8 МПа (см. рисунок 2). Условие <1 = ат выполняется уже при продольном усилии в 1,3 МН. Очевидно, что вертикальное смещение прикладываемой нагрузки приводит к существенному снижению значений продольной сжимающей нагрузки, при которой выполняется условие <1 = = <т (2,4 МН - без эксцентриситета, 1,3 МН -при наличии эксцентриситета).

При растяжении корпуса автосцепки нормативным усилием в 2,5 МН без эксцентриситета (см. рисунок 2, вариант 2) в области нижнего угла зоны перехода имеет место трехосное растяжение с компонентами, близкими к пределу текучести материала (ах = 488,7 МПа, <у =

109,1 МПа, <2 = 18,4 МПа). Наибольшие растягивающие напряжения в этой области представлены на рисунке 5. Условие <1 = ат не выполняется, пластические деформации отсутствуют.

Растяжение корпуса автосцепки нормативным продольным усилием в 2,5 МН с реализацией схемы приложения нагрузки по варианту 6 (см. рисунок 2) приводит к формированию в

Рисунок 5 - Изолинии растягивающих напряжений в нижнем углу зоны перехода (вариант 2). Изолинии, МПа: 1 = +450, 2 = +400, 3 = +350, 4 = +300

области нижнего угла зоны перехода трехосного растяжения с компонентами, близкими к пределу текучести материала или превышающими его: ах = 988,1 МПа, ау = 322 МПа, ^ = = 165,3 МПа. Условие а, = ат выполняется при продольном растягивающем усилии в 1,27 МН. Особое внимание следует обратить на тот факт, что концентрация напряжений и выполнение условия а, = ат наблюдаются на очень узком участке в непосредственной близости от сопряжения головы автосцепки и хвостовика.

В таблице приведены обобщенные данные по значениям напряжений в верхнем и нижнем углах зоны перехода от головы автосцепки к хвостовику при различных вариантах нагружения.

Значения напряжений в верхнем и нижнем углах зоны перехода от головы автосцепки к хвостовику при различных вариантах нагружения

Вариант нагружения Значения напряжений, МПа

(рисунок 2) ах аУ аz

Верхний угол зоны перехода

Вариант 1 -191,5 ... -432,4 -63,8 .-156,6 339,7 . 434.3

Вариант 2 +153,2 ... +345,9 +51,0 . +125,3 271,8 . 347,4

Вариант 3 -401,2 ... -865,0 -100,5 . -201,6 510,0

Вариант 4 +344,1 ... +740,7 +86,7 . +258,6 505,3 .510,0

Вариант 5 +32,2 ... +125,8 -17,3 . +7,2 113,0 . 168,4

Вариант 6 -27,5 ... -107,8 -6,9 . +14,7 95,7 . 144,1

Нижний угол зоны перехода

Вариант 1 -461,1.-610,0 -120,9.-136,4 418,8.510,0

Вариант 2 +461,2...+488,7 +109,7...+171,8 448,4.503,6

Вариант 3 -74,5.-280,4 -63,7.-115,7 211,9.313,8

Вариант 4 +63,9...+239,6 +54,3.+59,1 180,3.272,1

Вариант 5 -576,9.-100,6 -157,5.-188,1 510,0

Вариант 6 +492,9...+820,3 +134,5...+161,7 510,0

Таким образом, проведенные исследования показали, что в зоне перехода от головы автосцепки к хвостовику при наличии вертикального эксцентриситета в контуре зацепления могут формироваться области с высокой концентрацией напряжений. Области упругопла-стического деформирования в этих зонах могут формироваться при нагрузках, меньших нормативных, что на практике может приводить к накоплению остаточных деформаций и формированию условий для зарождения и развития трещин.

На основе анализа полученных результатов расчетов принято решение о целесообразности внесения изменений в конструкцию корпуса автосцепки зоны перехода только в тех областях, где отмечается концентрация напряжений.

Для повышения локальной жесткости и перераспределения полей напряжений в конструкцию зоны перехода предложено ввести дополнительный элемент жесткости.

Список литературы

1. Костина, Н. А. Исследование повреждаемости и разработка предложений по повышению надежности корпуса автосцепки железнодорожного подвижного состава [Текст]: Авто-реф. дис... канд. техн. наук. - М., 1980. - 16 с.

2. Чечетов, А. В. Расчетная схема для уточненного определения напряжений в хвостовике и большом зубе автосцепки [Текст] / А. В. Чечетов // Вопросы исследования надежности и динамики элементов подвижного состава железных дорог и подъемно-транспортных машин / Брянский гос. техн. ун-т. - Брянск, 1974. - С. 104 - 111.

3. Киселев, А. С. Повышение сопротивляемости разрушению крупногабаритных деталей при сварке и термообработке на основе анализа напряженно-деформированного состояния путем реализации рациональных конструктивно-технологических решений [Текст]: Дис. канд. техн. наук. - М., 1990. - 192 с.

4. Исследование напряженно-деформированного состояния автосцепок четырехосных вагонов и вагонов повышенной массы [Текст]: Отчет о НИР (промежут.) / Московский гос. ун-т путей сообщения; Руководитель А. А. Хохлов. № 64/86 - М., 1987. - 102 с.

5. Саврухин, А. В. Совершенствование конструкций массивных несущих деталей подвижного состава на основе анализа напряженно-деформированного состояния при эксплуатационных и технологических воздействиях [Текст]: Дис... канд. техн. наук. - М., 2005. - 349 с.

УДК 629.4.027.4

А. В. Обрывалин

ВОССТАНОВЛЕНИЕ ПРОФИЛЯ КАТАНИЯ ВАГОННЫХ КОЛЕС

ПОВЫШЕННОЙ ТВЕРДОСТИ С ЭКСПЛУАТАЦИОННЫМИ ДЕФЕКТАМИ ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКОГО ПРОИСХОЖДЕНИЯ

В статье дан краткий анализ существующей технологии ремонта вагонных колес повышенной твердости и определены ее основные недостатки. Исследовано влияние качества механической обработки колес на напряженное состояние в системе «колесо - рельс». Автором разработана и предложена перспективная технология ремонта колес, позволяющая сократить расход режущего инструмента, повысить качество механической обработки и продлить срок эксплуатации железнодорожных колес.

В настоящее время актуальна проблема, связанная с восстановлением профиля катания вагонных колес повышенной твердости, поступающих в ремонт с термомеханическими повреждениями (ползунами, наварами и выщербинами первого рода).

Результаты анализа позволяют утверждать, что внедрение в эксплуатацию колесных пар с колесами из стали повышенной твердости позволило сократить число отцепок грузовых вагонов по таким дефектам колесных пар, как прокат, вертикальный подрез гребня, тонкий гребень, и другим, связанным со смятием и истиранием металла от давления на площадке контакта и действия сил трения качения и трения скольжения. Однако повышение твердости колесной стали не решило кардинально проблему образования термомеханических повреждений (ТМП) на поверхности катания вагонных колес, так как процесс заклинивания вагонного колеса и его механические свойства не взаимосвязаны. Таким образом, основной объем механической обработки (более 62 % вагонных колес) при восстановлении профиля «твердых» колес нацелен на устранение ТМП.

Процесс обточки «твердых» колес с ТМП на колесотокарных станках сопровождается ударными нагрузками, которые, во-первых, приводят к отжиму режущего инструмента от обрабатываемой поверхности колеса, в результате чего на обработанной поверхности в области ТМП остаются характерно выраженные выступы, являющиеся концентраторами дополнительных напряжений в пятне контакта колеса и рельса, т. е. очагами образования выщербин второго рода, и, во-вторых, приводят к разрушению режущего инструмента, что увеличивает себестоимость и снижает производительность механической обработки. Вследствие этого расход режущего инструмента при обточке «твердых» колес по сравнению с расходом при восстановлении профиля стандартных колес возрос в три - пять раз, а производительность механической обработки снизилась в два - три раза [2].

Кроме того, из-за снятия в стружку от 3 до 5 мм основного слоя металла при каждой обточке, что эквивалентно 120 - 200 тыс. км пробега, восстановление профиля по существующей технологии приводит к сокращению срока службы колеса.

Анализ состояния поверхности колеса при выходе колесной пары из ремонта показывает, что после обточки колес с ползунами на поверхности остаются характерно выраженные выступы, которые образуются из-за недостаточной жесткости технологической системы. Размеры технологически наследованных выступов (ТНВ) зависят от многих факторов: жесткости технологической системы, режимов резания, состояния режущего инструмента, качества поверхности после черновой обработки, размеров дефекта и т. п., поэтому установить общую закономерность зависимости размеров ТНВ непросто. Так, результаты измерений