CC BY
26
Механика
чии отдельных сингулярностеи в геометрии, граничных условиях, нагрузке [3, 12].
На стадии постпроцессинга предполагается выполнение процедур [13, 14], направленных на проверку технической устойчивости и нахождение верхней границы ошибки с помощью неявного метода невязки ошибки. Это обеспечивает определение истинной нижней и точности верхней границ ошибок.
Таким образом, предлагается развитие комплексного подхода к исследованию и обеспечению практической сходимости, включающего в себя контроль и установление случаев технической неустойчивости, использование вычислительных технологий, направленных на получение оценок и уменьшение величины ошибок численных решений.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИИ СПИСОК
1.
Стренг Г., Фикс Дж. Теория метода конечных элементов. М. : Мир, 1977. 351 с.
Марчук Г.И., Агошков В.И. Введение в проекцион-но-сеточные методы. М. : Наука, 1981. 416 с. Сьярле Ф. Метод конечных элементов для эллиптических задач. М. : Мир, 1982. 512 с. Михлин С.Г. Вариационные методы в математической физике. М. : Наука, 1970. 512 с. 5. Лаевский Ю.М. Метод конечных элементов (основы теории, задачи). Новосибирск : НГУ, 1999. 166 с.
2.
3.
4.
6. Перельмутер А. В., Сливкер В. И. Расчетные модели сооружений и возможность их анализа. М. : ДМК, 2007. 600 с.
7. Образцов И.Ф., Савельев Л.М., Хазанов Х.С. Метод конечных элементов в задачах строительства летательных аппаратов. М. : Высш. шк., 1985. 392 с.
8. Федоренко Р. П., Страховская Л. Г. Об одном варианте метода конечных элементов // Журнал вычислительной математики и математической физики. 1979. Т. 19, № 4. С. 950-960.
9. Климов А. Д., Страховская Л. Г., Федоренко Р. П. Метод конечных суперэлементов и гомогенизация // Журнал вычислительной математики и математической физики. 2003. Т. 43, № 5. С. 697-712.
10. Галанин М. П., Лазарева С. А. Метод конечных суперэлементов и его применение для решения задач науки и техники // Математическое моделирование. 2013. Т. 25, № 6. С. 32-40.
11. Михлин С.Г. Некоторые вопросы теории погрешностей. Л. : ЛГУ, 1988. 336 с.
12. Городецкий А.С., Евзеров И.Д. Компьютерные модели конструкций. К. : Факт, 2005. 344 с.
13. Zhang Q., Banerjee U., Babuska I. Higher Order Stable Generalized Finite Element Method // Numerische Mathematik. 2014. № 128. P. 1-29.
14. Babuska I., Strouboulis T., Gangaraj S. Guaranteed Computable Bounds for the Exact Error in the Finite Element Solution Part I: One-dimensional Model Problem // Computational Methods in Applied Mechanics and Engineering. 1999. V. 17. P. 51-79.
УДК 629.4.015
Цвик Лев Беркович,
д. т. н., профессор кафедры «Вагоны и вагонное хозяйство», Иркутский государственный университет путей сообщения, e-mail: tsvik_l@mail.ru
Зеньков Евгений Вячеславович, ассистент кафедры «Вагоны и вагонное хозяйство», Иркутский государственный университет путей сообщения, e-mail: jovanny1@yandex.ru
Еремеев Валерий Константинович, к. т. н., доцент кафедры «Вагоны и вагонное хозяйство», Иркутский государственный университет путей сообщения, e-mail: eremeev1940@bk.ru
РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЙ КРИТЕРИЙ ПРОЧНОСТИ МАТЕРИАЛА В УСЛОВИЯХ ДВУХОСНОГО РАСТЯЖЕНИЯ
L. B. Tsvik, E. V. Zenkov, V. K. Eremeev COMPUTATIONAL AND EXPERIMENTAL STRENGTH CRITERIA OF MATERIAL IN THE BIAXIAL STRETCHING CONDITIONS
Аннотация: В статье предлагается методика прочностного расчета, включающая учёт вида напряжённо-деформированного состояния (НДС) в возможном очаге разрушения конструкции, основанная на использовании критериального уравнения предельного состояния Писаренко - Лебедева. Уточнение расчёта в предлагаемой методике достигается за счёт применения в ней экспериментальных данных о разрушении лабораторного образца, НДС которого в момент разрушения моделирует в своей рабочей зоне НДС рассматриваемого элемента реальной конструкции. На первом этапе методики осуществляется расчёт НДС для очага возможного разрушения и выбор соответствующих лабораторных образцов для механических испытаний, на втором - испытание до разрушения выбранных образцов на типовой одноприводной машине и определение по результатам этих испытаний прочностных параметров, входящих в рассматриваемое критериальное уравнение. Апробация предложенной методики проводится с помощью специально разработанного лабораторного призматического образца, позволяющего получать в рабочей зоне двухосное растяжение за счет контактных реакций, вызванных взаимодействием с дополнительной опорой.
Ключевые слова: двухосное растяжение, критерии прочности, образцы для прочностных испытаний, контактное взаимодействие, напряженно-деформированное состояние, метод конечных элементов, разрушение образцов.
Abstract. The paper proposes a technique of strength calculation, including accounting kinds of stress-strain state (SSS) in a pos-
ИРКУТСКИМ государственный университет путей сообщения
sible outbreak of structural failure, based on the use of Pisarenko - Lebedev criterion limit state equation. Refinement of the calculation in this case is achieved in the proposed method through the use of experimental data about the destruction of the laboratory specimen, with the SSS simulating at the fracture point in its working area SSS of the actual design element. At the first stage the SSS calculation is implemented for a possible outbreak of destruction and the appropriate laboratory prismatic specimens for mechanical testing are selected, secondly the testing up to destruction of the test specimens on the typical single-driving machine and determination on the results of these tests the strength of the parameters in the considered criterion equation are made. Testing of the proposed method is carried out with a specially developed laboratory prismatic specimen, allowing to get biaxial stretching in the work area through contact reactions caused by the interaction with the additional support.
Keywords: biaxial stretching, strength criteria, specimens for strength tests, contact interaction, stress-strain state, finite element method, destruction of specimens.
Введение где о - интенсивность напряжений в возможном
Проектные расчёты на прочность высоко- очаге разрушения
нагруженных деталей конструкций требуют учёта вида напряжённо-деформированного состояния (НДС) в возможном очаге их разрушения [1, 2]. В частности, учёт влияния двухосности НДС важен, например, при оценке статической прочности элементов конструкций в виде пластин и оболочек, изгибаемых в разных направлениях, при действии на них разнонаправленных внешних сил или температурных перепадов. Указанный учёт осуществляется, как правило, двумя способами. Первый из них, представленный критериями прочности Писаренко - Лебедева, Ягна - Бужинского, Друккера - Прагера и др. [3], основан на предварительном определении прочностных характеристик материала рассматриваемой конструкции, определяемых путём квазистатического разрушения лабораторных образцов этого материала в условиях одноосного растяжения, сжатия и чистого сдвига (определения значений ов, Осж и т* соответственно). Второй (см., например, [4-10]) - опирается на результаты лабораторных испытаний образцов, имеющих в очаге их разрушения тот же вид НДС, что и в очаге возможного разрушения рассматриваемого элемента конструкции. При осуществлении второго способа используется, как правило, специальная испытательная техника, создающая разнонаправленные воздействия на испытываемый образец, что существенно затрудняет реализацию этого способа. В данной работе рассматривается методика расчёта, сочетающая в себе элементы этих двух подходов, позволяющая уже на стадии лабораторных исследований материала конструкции учесть реальный вид НДС оцениваемой детали и, одновременно, упростить процесс этих исследований.
Формулировка и определение параметров критерия прочности Писаренко - Лебедева
В критерии прочности Писаренко - Лебедева, используемом при оценке прочности конструкций, изготовленных из изотропных материалов, условие, при котором наступает их разрушение, имеет вид
(1)
ао
пред
+ (1 - а^^Л1^ =(
С =~1 - а 2 )2 + (с 2 - С3 )2 + (с3 - С1 )2 ' (2)
а1, 02, аз - главные напряжения, возникающие в этом очаге; П - коэффициент Смирнова-Аляева [4, 5], характеризующий вид НДС в рассматриваемой точке, определяемый равенством
П =
О ^ о2 + о3
(3)
(отметим, что в случае двухосного НДС величина П может достигать значения П = 2); а и А -параметры, характеризующие свойства материала элемента конструкции и вычисляемые по формулам
а = -
А =
Ф
-•Ла
1 - а
ф = —.
т„
(4)
Как показала экспериментальная проверка, точность рассматриваемых общих критериев в ряде случаев недостаточна для инженерной практики [2]. Это обстоятельство может быть вызвано различием вида НДС оцениваемого элемента конструкции и вида НДС образцов, испытываемых до разрушения при определении величин о„, Осж и т*.
Для определения параметров, входящих в используемый критерий, как правило, применяются испытательные машины с несколькими силовыми приводами, создающими разнонаправленные усилия, действующие на образец [6, 7]. Такое требование усложняет испытания и ограничивает возможность их проведения. Выбор П в качестве характеристики вида НДС, используемой в общих критериях прочности [2], связан с тем (см., например, [8]) что её значение существенно влияет на расположение очага разрушения и на предельные значения характеристик уровня НДС: с увеличением П (по Смирнову-Аляеву - с увеличением «жёсткости» вида НДС) предельные значения интенсивности напряжений и первого главного напряжения снижаются. В данной работе рассматривается расчётно-экспериментальная методика оценки прочности элемента конструкции, включающая в себя два этапа: на первом осуществляется расчёт значения П для очага возможного раз-
о
о
о
в
о
сжж
Механика
рушения и выбор соответствующих лабораторных образцов (значение величины П рассматривается при этом как критерий подобия НДС элемента конструкции и выбранного образца), на втором -испытание до разрушения выбранных образцов на типовой одноприводной машине и определение по результатам этих испытаний прочностных параметров, входящих в критериальное уравнение типа соотношения (1). Возможность использования од-ноприводных испытательных машин определяется при этом тем, что необходимые разнонаправленные испытательные усилия, действующие на образец, создаются с помощью контактных сил [9].
Лабораторный образец с дополнительными наклонными опорными поверхностями
Конструктивная схема одного из известных образцов, используемых для испытаний на машинах с двумя силовыми приводами [6], приведена на рис. 1, а. В его рабочей зоне в момент разрушения создаётся двухосное растяжение. Из этой схемы видно, что одно из испытательных усилий -усилие Р - может быть создано реакцией, действующей на испытываемый образец, если его боковые выступы разместить на соответствующей призматической опоре со скосами. Схема нагру-жения призматического образца, позволяющего реализовать сформулированный принцип, представлена на рис. 1, б, его геометрические параметры - на рис. 2. Для оценки применимости таких образцов при определении параметров а и А, вхо-
а б
Рис. 1. Схемы нагружения образцов с боковыми выступами: а - поперечные усилия Р создаются приводом испытательной машины; б - поперечные усилия Р являются контактными реакциями, возникающими на наклонных опорных поверхностях образца
Рис. 2. Геометрические параметры и схема нагружения обр азца с наклонными опорными поверхностями: 1 - образец, 2 - боковые выступы образца, 3 - усилие, создаваемое толкателем испытательной машины, 4 - концевые опоры, 5 - рабочая зона, 6 - наклонные опорные поверхности образца, 7 - наклонные поверхности призматической опоры
дящих в критериальное уравнение (1), был осуществлён расчетный анализ их НДС в зависимости от основных геометрических характеристик. Решение задач осуществлялось с помощью метода конечных элементов (МКЭ). Были рассмотрены следующие диапазоны варьирования параметров (рис. 2):
Н = Н е [0,25; 0,4]; Н2 = Н е [0;0,28];
Л1 Л,
р = Г е [0,03; 0,0б];ае[10°,150].
(5)
На рис. 3 приведены результаты расчётов величины П для значений Ь = 220 мм, & = 44 мм, 32 = 36
мм, ^ = 4 мм, к\ = 0,25 и угла у =15°. Из них следует, что увеличение ^2 приводит к увеличению значения П вплоть до максимально возможного при двухосном растяжении значения П = 2. Анализ этих и подобных зависимостей показал, что для любого НДС элемента конструкции с известным значением П, работающего в условиях двухосного растяжения, всегда возможно выбрать образец рассматриваемого типа, моделирующий вид этого НДС с тем же значением П.
Результаты экспериментальных исследований
В данной работе осуществлено испытание (рис. 4) образцов, изготовленных из стали 50ХФА.
77
1,9
1,75
1,6
1,45 1,3
1,15
р = о;с 3
р = 0,0
р = о;с '5
р = 0,( 16
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
¡1:
Рис. 3. Зависимость величины П от значения геометрических параметров призматических образцов р и кг
а б
Рис. 4. Лабораторная установка для испытания призматических образцов: а - позиционирование образца в призматической опоре (нумерация деталей соответствует рис. 2), б - позиционирование призматической опоры с образцом на рабочем столе одноприводной испытательной машины 1м1гош 5989
Механика
Т а б л и ц а 1
И, мм И1, мм И2, мм Из, мм S, мм L, мм t, мм № 1/№ 2 r, мм Y, град
33 12 11 21 44 220 4/6 2 15
Предварительно было осуществлено разрушение стандартных круглых образцов этой стали на типовой одноприводной машине в условиях одноосного растяжения. Результаты показали, что выбранная сталь характеризуется значениями предела текучести От = 1050 МПа, предела прочности Ов = 1300 МПа и относительным удлинением 5 = 7,5 %. По схеме рис. 2, были изготовлены две серии образцов - № 1 и № 2 - по три образца в каждой серии. Их размеры (см. табл. 1 ) подбирались так, чтобы в рабочей зоне образцов НДС ха-растеризовалось значением П, близким к 1,7, что характерно, например, для прямоугольных пластин, нагруженных равномерным давлением.
Для оценки достоверности расчётной схемы сопоставлялись значения экспериментальных значений деформаций для образцов первой серии.
Указанная оценка осуществлялась с помощью метода корреляции цифровых изображений (МКЦИ) [10], реализованного цифровой оптической системой анализа перемещений и деформаций Vic-3D Correlated Solutions [11]. Погрешность этой методики, определенная с помощью измерений деформации образцов с эталонными концентраторами напряжений, не превысила 5 %. [12]. Пример цифрового отображения поля продольных деформаций Sy, возникшего в процессе нагружения пластинчатого образца с центральным отверстием, приведен на рис. 5. На этом рисунке 5, а - цифровое отображение поля продольных деформаций боковой поверхности образца, зарегистрированное с помощью системы Vic-3D; 5, б - расчетное распределение этих же деформаций, полученное с помощью МКЭ.
Сопоставление расчетных значений характеристик НДС в рабочих зонах призматических образцов в условиях их контактного взаимодействия с призматической опорой (схема нагружения на рис. 2) показало, что их расхождение не превысило 10-15 %.
Анализ результатов, полученных при разрушении образцов, осуществлялся на основе уравнения предельного состояния (1), используемого в критерии прочности Писаренко - Лебедева. Указанный критерий физически непротиворечив, ка_пред
чественно описывает уменьшение значения ст^ с увеличением величины П (увеличением «жёсткости» вида НДС) и для ряда хрупких и структурно-неоднородных материалов даёт приемлемую инженерную точность расчётной оценки прочности в условиях двухосного растяжения [2]
Критерий Писаренко - Лебедева основан на гипотезе, заключающейся в том, что входящие в него параметры а и А являются константами материала, не зависящими от уровня и вида НДС в очаге разрушения, и определяются равенствами (4). Его точность ограничивается тем, что в уравнении предельного состояния (1) в общем случае значения параметров а и А могут определяться не соотношениями (4), а более сложным образом и зависеть от величины П, определяемой равенством
(3).
В данной работе, как и в случае критерия Писаренко - Лебедева, сохраняется предположение о независимости критериальных параметров а и А, входящих в (1), от величин интенсивности ог и первого главного напряжения О1 в возможном очаге разрушения, но не исключается некоторая зависимость этих параметров от величины П. Соотношение (1) рассматривается при этом как эмпирическая формула, коэффициенты которой определяются не соотношениями (4), а по результатам разрушения лабораторных образцов, рабочая зона которых характеризуется определённым значением П. Уравнение (1) при таком подходе является аппроксимацией истинного уравнения предельного состояния, построенной для конкретного (или относительно узкого диапазона изменения) значения коэффициента П. Соответствующий вид НДС определяется конструктивными особенностями испытанных до разрушения образцов, а очаг их разрушения должен при этом характеризоваться значением П, совпадающим (или близким по величине) со значением П для очага возможного разрушения реального элемента рассматриваемой конструкции.
По предлагаемой методике расчёта на прочность для определения значений двух параметров
а и А, входящих в уравнение (1), предварительно необходимо осуществить разрушение двух конструктивных вариантов образцов, отличающихся друг от друга размерами и соответствующими
значениями величин ст
1 пред 1 пред
, ст
и ст
2 пред 2 пред
, ст
момент разрушения, но совпадающих (или близких) по значению коэффициента П в своих рабочих зонах. В этом случае уравнения вида (1), соответствующие двум выбранным конструктивным вариантам, образуют систему двух нелинейных алгебраических уравнений относительно неизвестных величин а и А, которая может быть решена методом последовательных приближений. Возможность и порядок выбора необходимых образцов могут быть проиллюстрированы с помощью зависимостей, представленных на рис. 3. Из них видно, что определённому значению П всегда может быть поставлено в соответствие два различных варианта призматического образца, значимо различающихся величиной параметра ^2 и, соответственно, значениями величин ст
пред пред
1 пред 1 пред
в момент их разрушения.
Экспериментальное разрушение призматических образцов, геометрические размеры которых для серий № 1 и № 2 приведёны в табл. 1, осуществлялось на типовой одноприводной испытательной машине 1п81хоп 5989 (рис. 4). Оно показало, что для усилий и (на рис. 2 - усилий в момент разрушения (по результатам усреднения экспериментальных данных) выполнялись равенства:
^ = 205 кН; ^2 = 235 кН
Результаты расчетных исследований
Анализ НДС образцов в момент разрушения осуществлялся с учётом возможного возникновения в материале образца пластических деформаций. Его результаты позволили установить все предельные значения характеристик НДС. Пример распределения одной из таких характеристик -значений первых главных напряжений О1 по среднему поперечному сечению в образцах серии № 2 приведен на рис. 6. Оказалось, что в рабочей зоне образцов серии № 1 выполняется равенства О1 = 985 МПа, ог = 960 МПа; серии № 2: 01 = 1050 МПа, Ог = 1040 МПа. Существенно, что для испытанных образцов НДС в зонах галтельного перехода г = 2 мм было весьма «мягким» (выполнялось неравенство П < - 1). Это и предопределяет локализацию разрушения образцов предлагаемого типа не в зонах максимального уровня интенсивности напряжений, а в их рабочих зонах. В рассмотренных случаях НДС в них существенно более «жёстко»: выполнялось неравенство П > 1,6. Полученные
в
Механика
Рис. 6. Расчетное распределение первого главного напряжения в образцах серии № 2 в момент их разрушения
расчётно-экспериментальные данные позволили, используя уравнение предельного состояния (1), определить для стали 50ХФА входящие в эти уравнения значения параметров:
а = - 0,4; А = 0,8. Эти значения позволяют использовать уравнения (1) для расчёта на прочность элементов конструкций, изготовленных из стали 50ХФА и характеризуемых в своих опасных сечениях равенством П ~ 1,7.
Заключение
Полученные результаты позволяют сделать следующие выводы.
1. Предложенные образцы для испытаний до разрушения различных материалов, опирающиеся на соответствующие призматические опоры и испытываемые на типовой одноприводной машине, подвергаются в процессе их нагружения действию реакций, вызывающих в их рабочей зоне двухосное растяжение.
2. Разработанная методика прочностного расчёта на прочность, основанная на расчётной оценке вида НДС несущего элемента и на последующем квазистатическом испытании до разрушения соответствующих образцов, позволяет определять параметры предложенного критерия.
3. Экспериментальная апробация предложенных образцов подтвердила их применимость при исследовании прочностных свойств материалов в условиях двухосного растяжения. Это позволило, в частности, установить, что для стали 50ХФА предельное значение первого главного напряжения 01 при двухосном растяжении с коэффициентом вида напряженного состояния П = 1,8
существенно (почти на четверть) ниже величины
её предела прочности.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Вилимок Я.А., Назаров К.А, Евдокимов А.К. Напряжённое состояние и прочность плоских образцов при одноосном и двухосном растяжении. Известия ТулГУ. Сер.: Техн. науки. 2013. Вып. 11. С. 388-393.
2. Писаренко Г. С., Яковлев А. П., Матвеев В. В. Справочник по сопротивлению материалов К. : Дельта, 2008. 816 с.
3. Механические свойства конструкционных материалов при сложном напряженном состоянии / А. А. Лебедев, Б.И. Ковальчук, Ф.Ф. Гигиняк и др. К. : Дом «Ин Юре», 2003. 540 с.
4. Когаев В.П., Махутов Н.А., Гусенков А.П. Расчеты деталей машин и конструкций на прочность и долговечность. М. : Машиностроение. 1985. 224 с.
5. Смирнов-Аляев Г.А. Сопротивление материалов пластическому деформированию. М. : «МАШГИЗ». 1961. 458 с.
6. Пат. 2073842 Рос. Федерация, ПМК в0Ш3/08. Образец для испытания металла при двухосном напряженном состоянии / Есиев Т.С., Басиев К.Д., Стеклов О.И. и др. ; заявитель и патентообладатель Северо-Кавказ. горно-метал. ин-т № 5042491/28 ; за-явл. 18.05.0992 ; опубл. 20.02.1997, Бюл. № 7.
7. Вансович К.А., Ядров В.И. Усталостные испытания стальных крестообразных образцов с трещиной при двухосном нагружении. Омский научный вестник. 2012. № 3 (113). С. 117-122.
8. Укрепление отверстий и статическая прочность осе-симметричных штуцерных узлов / Цвик Л.Б. и др. // Проблемы машиностроения и надежности машин. 1993. № 1. С. 58-65.
ИРКУТСКИМ государственный университет путей сообщения
9. Пат. 2516599 Рос. Федерация, ПМК G01N1/28. Призматический образец для оценки прочности материала / Е.В. Зеньков, Л.Б. Цвик, Д.В. Запольский и др. ; заявитель и патентообладатель Иркут. гос. ун-т путей сообщения. № 2012140619/28 ; заявл. 21.09.2012 ; опубл. 27.03.2014, Бюл. № 9.
10. Sutton M.A., J.-J. Orteu, H. Schreier. Image Correlation for Shape, Motion and Deformation Measurements // University of South Carolina, Columbia, SC, USA, 2009. 364 p.
11. Вильдеман В.Э., Третьяков М.П., Третьякова Т.В. и др. Экспериментальные исследования свойств материалов при сложных термомеханических воздействиях / под ред. В.Э. Вильдемана. М. : Физматлит, 2012. 204 с.
12. Зеньков Е.В., Андреева А.А. Методика экспериментального исследования полей деформаций на основе использования цифровой оптической системы // Проблемы транспорта Восточной Сибири : сб. науч. тр. IV Всерос. науч.-практ. конф. Иркутск : Изд-во ИрГУПС, 2013. Ч. 1. С. 95-99._
УДК 621. 002.56 Пыхалов Григорий Анатольевич,
аспирант кафедры «Электроэнергетика транспорта», Иркутский государственный университет путей сообщения, e-mail: grinpykh@mail.ru
Степанов Александр Петрович, к. т. н., доцент, Иркутский государственный университет путей сообщения, тел. (3952) 638-338, 338-338, e-mail: stap@irgups.ru
РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ЛИНЕЙНОЙ МОДЕЛИ КОНТАКТНЫХ СОЕДИНЕНИЙ,
ОБЛАДАЮЩИХ ЭЛЕКТРОПРОВОДНОСТЬЮ
G. A. Pykhalov, A P. Stepanov
DEVELOPMENT AND RESEARCH OF LINEAR MODEL OF CONTACT CONNECTIONS
WITH ELECTRICAL CONDUCTION
Аннотация. Рассмотрена проблема диагностирования работоспособности электрических контактных соединений. Предлагаемый подход построен на предположении, что между контактными поверхностями соединяемых деталей, наряду с активным сопротивлением, имеет место сопротивление емкостное. Диагностический признак работоспособности электрического контакта в этом случае может быть получен на изменении соотношения активного сопротивления контакта и его ёмкостного электрического сопротивления. Предлагаемая в работе методика предполагает использование специальной схемы замещения, моделирующей соотношения представленных типов сопротивления. Результаты работы построены на основе экспериментальных данных и представлены в виде осциллограмм, полученных с применением генератора импульсов по току и напряжению в цепи контактного соединения. Также в работе представлен алгоритм использования представленной методики для широкого класса электрических контактных соединений.
Ключевые слова: электрические контакты, схема замещения, линейная модель.
Abstract. The problem of diagnosing efficiency of electrical contact connections is considered. The proposed approach is based on the assumption that there is capacitive resistance between the contact surfaces of the parts to be joined, together with the active impedance is a resistance capacitance. Electrical contact performance diagnostic feature, in this case, may be obtained by varying the ratio of active contact resistance and the electric capacitive impedance. The proposed technique involves the use of a special equivalent circuit, modeling ratio of presented types of resistance. The results of the work are based on experimental data and presented in the form of oscil-lograms obtained using the pulse generator of voltage and current in the contact connection circuit. Also, the algorithm of using the presented techniques for a wide range of electrical contact connections is developed.
Keywords: electrical contacts, equivalent circuit, linear model.
Введение
В энергетике, промышленности и на транспорте в электрических цепях стационарных и подвижных объектов используется большое число типов контактных соединений, имеющих электрическую проводимость. Работа электрического контакта здесь зависит от таких параметров, как удельное сопротивление материала, площадь контакта, контактное давление, температура, наличие оксидных плёнок и других факторов, связанных с условиями эксплуатации. При работе контактных соединений в условиях проводимости электрической энергии в них происходит ухудшение эксплуатационных свойств, вплоть до разрушения конструкции самих контактов, сопровождаемое такими явлениями, как повышенный нагрев, окисление, искрение, образование электрической дуги, разбрызгивание металла [1, 2].
Актуальность
В практике контроля состояния электрических контактных соединений существует несколько способов, которые фактически позволяют измерить и оценить только активное сопротивление контакта при пропускании по нему постоянного тока небольшой величины, тогда как представленные выше факторы влияния на контактные соединения вызывают в нем и другие виды сопротивлений, например ёмкостные. Изучение представленного явления и разработка на его основе технологических аспектов диагностирования контактных соединений является актуальной научной задачей.
Решение задачи
Предлагаемая линейная модель электрического контактного соединения позволит проводить анализ состояния контактных соединений электрических цепей математически и с помощью
