Локально-деформационный подход к оценке ресурса несущих металлоконструкций тягового подвижного состава Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

ТРАНСПОРТ

УДК 629.4.027.2:539.4

ЛОКАЛЬНО-ДЕФОРМАЦИОННЫИ ПОДХОД К ОЦЕНКЕ РЕСУРСА НЕСУЩИХ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ ТЯГОВОГО ПОДВИЖНОГО СОСТАВА

© 2005 г. Г.М. Волохов

В связи с установившейся тенденцией увеличения объемов капитально-восстановительного ремонта объектов подвижного состава с последующим продлением срока службы задача оценки безопасной эксплуатации металлоконструкций, выработавших назначенный ресурс, является актуальной.

Комплексное решение данной задачи возможно расчетно-экспериментальными методами на основе современных теоретических разработок и результатов натурных испытаний. Устойчивым направлением совершенствования расчетных методов оценки ресурса металлоконструкций является более достоверный учет их нагруженности и особенностей поведения материала в упруго-пластической области её локальных, наиболее напряженных зон. Натурные испытания дают базовую информацию по нагруженности, являются оценкой адекватности теоретических методов и позволяют обоснованно назначить критерий потери несущей способности конструкции (предельное состояние).

Проиллюстрируем подобный подход на примере построения расчетной детерминированной модели оценки остаточного ресурса сварной рамы тележки маневрового тепловоза (далее рама). Данный объект исследования выбран по причине наличия исследовательского материала по его нагруженности и прочностным свойствам.

Представляется обоснованным [1] принять за предельное состояние металлоконструкции рамы потерю ею несущей способности от развития усталостной трещины длиной /кр = 200 мм [2].

Исчерпание ресурса рамы по назначенному критерию предельного состояния будет результатом двух процессов:

- повреждаемости конструкции вследствие усталости ее металла до зарождения трещины величиной /о;

- живучести конструкции от дальнейшего развития трещины 1о до размеров /кр.

Поэтому методика расчета совокупного ресурса рамы разрабатывалась на основании механики устало -стного повреждения и механики разрушения со всеми предпосылками и допущениями, положенными в их основу.

Исходя из изложенного запишем совокупный ресурс Lc конструкции рамы в виде суммы:

Lc = Lз +

где Lз - ресурс конструкции рамы тележки, определяемый ее сопротивлением усталости на этапе до зарождения трещины; Lр - ресурс рамы на стадии развития трещины.

Из гипотезы линейного суммирования повреждений вытекает

1 (1)

L, =

mD с

где m - количество суток эксплуатации в году; Dсз = k п =Е

1 Ni

суточная доля поврежденности конструк-

ции; k - количество блоков гистограммы распределения эксплуатационных деформаций; - количество циклов действия деформаций в локальной зоне конструкции амплитудой е,-; N - количество циклов нагру-жений стандартного образца (до его повреждения трещиной 1о) по кривой усталости от воздействия деформаций амплитудой е,-.

Следует отметить, что распределение п, представляет собой типовую эксплуатационную нагружен-ность объекта исследований, схематизированную по методу «дождя» [3]. Для маневрового тепловоза это будет обобщенное распределение нагруженности при его эксплуатации на сортировочной горке и подъездных путях к ней [4].

Уравнение кривой усталости в деформационном подходе записывается в виде [5]

f

е, =

iL

E

1 —

V

f

(2 N )

+ е

1 —

ч

(2 N)'

где е,- - амплитудное значение деформации; ъо - среднее напряжение цикла с учетом остаточных; 2Ы -число полуциклов до зарождения трещины; Е -модуль упругости материала; е у, с у, Ъ, с - рассматривается как постоянные (константы) материала и рассчитываются по эмпирическим зависимостям приведенным в [6].

Приложение деформационного подхода к расчету усталостной долговечности подразумевает учет концентрации деформаций посредством перехода от номинальных к локальным с использованием кривой циклического деформирования и интерполяционной формулы Нейбера [6]. Кривая циклического деформирования записывается в виде

c

а i

£ i - — +е

г E

( _ \ b

ч

(2)

где с,- - амплитудное значение напряжении, а остальные компоненты приведены выше. Формула НеИбера

Kt - K „ K £

(3)

где К - теоретический коэффициент концентрации напряжении в упругой области; Кс - коэффициент концентрации напряжений в упруго-пластической области; КЕ - коэффициент концентрации деформаций в упруго-пластической области.

Особенности приложения формул (2) и (3) к расчету величин локальных деформаций в зоне их наибольшей концентрации подробно рассмотрены в [6], а их геометрическая интерпретация представлена на рис. 1.

,„ о = еБ

о, МПа.

Y —

®n Kt = ^max--

а„

Рис. 1. Геометрическая интерпретация перехода от номинальных к локальным напряжениям с использованием формул (2) и (3)

Если конструкция с концентратором изготовлена из материала, деформирующегося по закону о = / (е) (2), нагружена номинальным напряжением о„, то через соответствующую точку 1 на кривой циклического деформирования можно провести равностороннюю гиперболу и найти точку 2 ее пересечения с линией

деформации о = еЕ. Эта точка определят эквивалентное напряжение оп для идеального материала, подчиняющегося закону Гука, с таким же концентратором. Поскольку к такому телу может быть применима линейно-упругая теория концентрации напряжений, из

соотношения о тах= К о п определяем эквивалентное максимальное напряжение у вершины концентратора, точка 3. Через точку 3 на прямой Гука, определяемую

как о

надо снова провести равностороннюю ги-

перболу, точка пересечения которой с кривой циклического деформирования представляет реальное максимальное напряжение у вершины концентратора, точка 4. Уравнения обеих равносторонних гипербол приведены на рис. 1. Если эти уравнения разделить

одно на другое, то получится формула Нейбера 5, что указывает на идентичность её и графического метода [6].

Рассмотрев принципиальные предпосылки расчета повреждаемости конструкции на этапе до зарождения трещины, перейдем к оценке её живучести.

По аналогии с (1) запишем

^ = — •

' т° ср

где Бср= /Дф - суточная доля повреждаемости конструкции на этапе роста трещины /,, величина которой рассчитывается от воздействия той же эксплуатационной нагруженности на сортировочной горке.

(/г )1- 2=(/о )1-2+С ^ 1 - п) 1 о Пп, ,

где п,с - постоянные материала, определяющие кинетику развития трещины в уравнении Пэриса [7]; с,- -амплитуда напряжений эксплуатационной нагружен-ности ,-го блока; п, - количество циклов действия напряжений амплитудой с,-; к - количество блоков гистограммы распределения эксплуатационных напряжений; /о - начальная величина трещины (нижний предел интегрирования уравнения Пэриса), рассчитываемая по формуле [8]:

l о -

1 (bKth(R) Л

'-1

где АКа(К) - пороговое значение коэффициента интенсивности напряжений для данного коэффициента асимметрии цикла Я; с-1 - предел выносливости материала; п = 3,14.

Основные характеристики стали 3сп, необходимые для проведения расчетов по вышеприведенным формулам, сведены в табл. 1.

Таблица 1

Основные характеристики стали 3сп, используемые в расчете

Характеристика Единицы измерения Величина Источник

Ощ МПа 252 [10]

ат МПа 252 [10]

Ов МПа 507 [10]

О-1 МПа 140 [11]

Vk % 54,3 [10]

E МПа 2.1*105 [10]

°f МПа 887 [6]

8/ - 0,47 [6]

b - -0,12 [6]

c - -0,6 [6]

AKm МПа-\/м 7,5 [8]

n - 3,71 [8]

c - 0,17-10-9 [8]

c

£

£

n

5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5 9 10 11 12 13 Kt

Рис. 2. Графическая зависимость ресурса от коэффициента концентрации (напряжений-деформаций): 1 - допустимая дефектность по зарождению трещины; 2 - допустимая дефектность с учетом этапа живучести металлоконструкции; 3. - предельная величина дефектности (трещина 10 образуется в результате нескольких циклов нагружения); а - общий вид графика на всем диапазоне изменения К,

Таблица 2

Оценка ресурса рамы в зависимости от качества сварного шва

Теоретическии коэффициент концентрации напряжений Оценка ресурса, лет

До зарождения трещины На стадии развития трещины Совокупный ресурс Остаточный, сверх 25

К, / (качество шва)* L, Lp Lc Lоcт

1,5 / («хорошее») не повреждается не разрушается не разрушается не ограничен

5,0 / («удовлетворительное») 61,66 11,02 72,68 47,68

8,0 / («плохое») 1,49 11,02 12,51 исчерпан

Примечание.* Условная характеристика качества сварного шва для «непровара» количественно может быть соотнесена в соответствии с [12] по проценту, занимаемому его глубиной относительно толщины шва, как: «хорошее» - сварной шов без дефектов; «удовлетворительное» - 6-10 %; «плохое» - 24-28 %.

Остаточные напряжения, возникающие в зоне сварного шва, для стали 3сп могут достигать величины ъост = 150 МПа [8], а теоретический коэффициент концентрации напряжений для дефектов сварки лежит в пределах К,=1,5-8,0 [9].

Результаты расчета ресурса рамы тележки маневрового тепловоза при его эксплуатации в условиях сортировочной горки с характеристиками стали 3сп по табл. 1, указанными остаточными напряжениями и для трех значений теоретического коэффициента концентрации напряжений К, = 1,5; 5,0; 8,0 - характеризующими «хорошее», «удовлетворительное» и «плохое» качество сварки, сведены в табл. 2.

Концентрация напряжений от других дефектов сварного шва типа «подрез», «пора» ниже, чем у «непровара» [12] и не превышает использованных в расчете.

Графическая зависимость ресурса от коэффициента концентрации (напряжений - деформаций), построенная по результатам расчета, представлена на рис. 2.

Выводы

1. Оценка остаточного ресурса с использованием деформационного подхода и кинетики развития трещины всегда конечна (рис. 2 а).

2. При «хорошем» и «удовлетворительном» качестве сварки ресурс рамы тележки значительно превышает необходимый (25 лет) и только при плохом качестве сварного шва существенно ниже.

3. При наиболее неблагоприятном сочетании технологических факторов ресурс рамы на этапе живучести более чем в 7 раз превысил ресурс до зарождения трещины. Этот факт подтверждает необходимость учета этапа живучести в совокупном ресурсе металлоконструкции рамы и при назначении сроков периодических контрольных осмотров (ремонтов).

4. При качественной сварке и проведении комплекса ремонтно-восстановительных работ упрочнения швов после исчерпания назначенного ресурса, остаточный ресурс может быть оценен ориентировочно в 15 лет.

5. Следует отметить, что условная характеристика качества сварного шва «хороший-плохой», оцениваемая по величине теоретического коэффициента концентрации напряжений, требует уточнения (например, численными методами в упругопластической постановке).

6. Дальнейшее совершенствование изложенной методики оценки ресурса металлоконструкций (включая остаточный) должно идти по направлениям стандартизации режимов нагружения и предельного состояния (/кр) объекта, в зависимости от назначения «маневровый-магистральный», состояния путей, климатической зоны и других факторов. Имея такую базовую информацию, можно решать задачи проектирования металлоконструкции машин заданного (требуемого заказчиком) ресурса.

Литература

1. Писаренко Г. С. О механической прочности материалов и элементов конструкций. Проблемы прочности. 1984. №1. С. 3-5.

2. Гальперин М.Я., Когаев В.П., Мейснер Б.А. Сопротивление усталости сварных балок рам локомотивных тележек // Сб. тр. ЦНИИ МПС. Вып. 574. Динамика и прочность локомотивов. М., 1977. С. 50-71.

3. ГОСТ 25.101-83 Расчеты и испытания на прочность. Методы схематизации случайных процессов нагружения элементов машин и конструкций и статистического представления результатов. М., 1983.

4. Загорский М.В., Волохов Г.М. Обоснование усредненного эквивалентного нагружения маневрового локомотива для условий горочной эксплуатации/Сб. тр. ВНИТИ. Вып. 79. Коломна, 1999. С. 82-87.

5. Даулинг Н.Е. Расчеты усталостной долговечности при

сложных историях нагружения // Серия Д: Теоретические основы инженерных расчетов. М., 1983. Т. 105. № 3. С. 69-80.

6. Поведение стали при циклических нагрузках / Под ред. проф. В.М. Даля М., 1983.

7. Дмитриченко С.С., Перельштейн Л.П. Накопление усталостного повреждения в металлоконструкциях на стадии развития трещины // Вестн. машиностроения. 1986. № 3. С. 10-12.

8. ГудковА.А. Трещиностойкость стали. М., 1989.

9. Фролов К.В. Методы совершенствования машин и современные проблемы машиноведения. М., 1984.

10. Махутов Н.А. Деформационные критерии разрушения и расчет элементов конструкции на прочность. М., 1981.

11. Нормы для расчета и оценки прочности несущих элементов, динамических качеств и воздействия на путь экипажной части локомотивов железных дорог МПС РФ колей 1520 мм / МПС, ВНИИЖТ. М., 1998.

12. Серенсен С.В., Когаев В.П., Шнейдерович Р.М. Несущая способность и расчеты деталей машин на прочность: Справочное пособие. М., 1975.

УК «Брянский машиностроительный завод»

27 января 2005 г.