Прогрессивные технологии в обучении и производстве (стр. 7 )

Большинство решаемых задач при однопроходной сварке листов встык допускает представление сварочной дуги как сосредоточенного линейного источника теплоты. Подобная схематизация значительно упрощает расчеты, но не позволяет определять температуры вблизи источника теплоты в области, размеры которой близки к размерам пятна нагрева. Однако данные настоящих исследований показывают, что при относительно невысоких значениях тока учет распределенности теплового потока от дуги является обязательным, поскольку выделяющаяся мощность невелика, что обуславливает существенное влияние распределенности теплового потока по пятну нагрева на температурные условия в зоне сварки и результаты проплавлений.

Список литературы

1.  , , Лысак технологий дуговой сварки тонколистовых элементов из сплава хромаль Х23Ю5 // Сварочное производство. – 2003. – №2. – С. 31-34.

2.  Рыкалин тепловых процессов при сварке. – М.: Машгиз, 1951. – 296 с.

УДК 539.4

ЗАВИСИМОСТЬ ПРЕДЕЛЬНОЙ ПЛАСТИЧНОСТИ ОТ ЖЕСТКОСТИ
НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ ПРИ ИСПЫТАНИИ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБРАЗЦОВ С КОЛЬЦЕВЫМ НАДРЕЗОМ

, ,

Волгоградский государственный технический университет

тел.(84, e-mail: *****@***ru

Запас прочности по номинальным напряжениям определяют из выражений

(1)

где σт, σв и σin – соответственно предел текучести, временное сопротивление и интенсивность номинальных напряжений. В последнее время все более широкое распространение получает расчет на прочность по предельным деформациям [1]. Предполагается, что разрушение наступает при превышении некоторой критической деформации, величина которой зависит от материала и от жесткости напряженного состояния. Особенно актуален такой подход для локальных областей концентраторов напряжений (локальная прочность). Коэффициент запаса прочности в этом случае записывается в виде:

(2)

где eck – предельная деформация, зависящая как от материала, так и от жесткости напряженного состояния в концентраторе, eik– интенсивность напряжений в зоне концентратора. При этом необходимо иметь в виду, что прочность конструкции в целом определяется запасом пластичности в зоне концентратора напряжений.

Для оценки прочности по предельным деформациям необходимо знать влияние жесткости напряженного состояния, возникающего в концентраторе. Однако экспериментальное установление этих закономерностей представляет трудности, связанные с оценкой в эксперименте жесткости напряженного состояния, а также выбором параметра деформации и ее регистрацией в локальных объемах концентратора и при значительных пластических деформациях.

В работе изучено влияние напряженного состояния на предельную пластичность для конструкционных титановых сплавов ПТ-5В и 37ОП. Исследование проведено на цилиндрических образцах. Диаметр образцов составлял 10 мм, длина расчётной части 50 мм, нагружение растяжением осуществлялось на испытательной установке УМЭ-10ТМ. В процессе испытания записывалась диаграмма растяжения. Для создания различных величин жёсткости напряжённого состояния на образцах изготавливались круговые концентраторы. Минимальный диаметр d сечения в зоне концентратора равнялся 7 мм, так что отношение d/D равнялось 0,7, а площадь поперечного сечения в зоне концентратора в 2 раза меньше исходной площади поперечного сечения образца. Продольный радиус R образца составлял 10, 5, 2,5, 1,25 и 0,8 мм. Испытывались так же и гладкие образцы. В процессе испытания проводилась периодическая разгрузка образцов и измерялись величины минимального диаметра di и значения продольного радиуса Ri концентратора.

Параметр жёсткости напряжённого состояния h при инициировании разрушения в центре минимального сечения определяли по формуле

, (3)

где dk и Rk соответственно минимальный диаметр образца в месте разрыва и продольный радиус кривизны концентратора. Таким образом, различная жёсткость напряжённого состояния в центре минимального сечения образца достигалось путём изменения радиуса кривизны кольцевого концентратора.

Оценку пластичности ψ проводили по изменению минимального диаметра образца по формуле

(4)

что давало общую, осреднённую по сечению деформацию.

При обработке экспериментальных результатов принимали, что общей для всех сплавов характеристикой изменения предельной пластичности может быть величина относительной деформации ψк/ψ0, где ψк - предельная деформация при испытании образца с концентратором, ψ0 - предельная пластичность гладкого образца. Было установлено, что экспериментальные результаты группируются около единой кривой ψк/ψ0 = f(h).С увеличением жёсткости напряжённого состояния предельная пластичность явно уменьшается. Экспериментальные результаты аппроксимируются зависимостью:

(5)

Коэффициент парной корреляции составил 0,95. Здесь же приведены результаты исследований других материалов, полученных другими исследователями [2, 3], а параметр жёсткости напряженного состояния определяли методом конечных элементов. Обнаруживается хорошее соответствие установленной закономерности. Из рисунка видно, что полученные в работах [2, 3] значения пластичности практически совпадают с результатами, полученными в настоящем исследовании. Эти результаты, полученные другими исследова телями на других материалах и с использованием другой методики подтверждают достоверность установленной в работе закономерности.

Рис.1 Влияние жёсткости напряжённого состояния
на относительное изменение пластичности.

1 – сплав 37ОП; 2 – сталь А50В [2]; 3 – сплав 5В; 4 – сталь 15Х2НМФА-А [3].

Таким образом, получена обобщённая зависимость относительного изменения предельной пластичности в зависимости от жёсткости напряжённого состояния, формирующегося в концентраторе при растяжении цилиндрических образцов с надрезом. Снижение пластичности с ростом жёсткости напряжённого состояния для различных сплавов происходит пропорционально исходной пластичности: чем больше исходная пластичность, тем больше абсолютное уменьшение её с ростом жесткости напряжённого состояния.

Список литературы

1. Махутов критерии разрушения и расчет элементов конструкций на прочность. – М.: Машиностроение, 1981. – 272 с.

2. Amar E, Pineau A. Interpretation of ductile fracture toughness temperature dependence of a low strength steel in terms of a local approach // Engeneering Fracture Mechanics. / 1985. – N 6. P. .

3. Моделирование вязкого роста трещин в корпусных реакторных сталях и построение JR –кривых. / и др. // Проблемы прочности. – 2002. – № 2. – С. 20-34.

УДК 624.21.096

РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ УДАРА ТРАНСПОРТНЫХ СРЕДСТВ
ОБ ОГРАЖДЕНИЕ БЕЗОПАСНОСТИ НА МОСТАХ И ДОРОГАХ

Саратовский государственный технический университет,

, e-mail: *****@***ru

В последнее время специалистами дорожной отрасли все чаще поднимаются вопросы безопасности дорожного движения. В настоящее время эта проблема стала одной из основных.

Большую роль в обеспечении безопасного движения по дорогам, особенно в затрудненных условиях, играют устанавливаемые вдоль дорог ограждения безопасности различного типа. Например, наиболее тяжелые и часто встречающиеся (до трети всех дорожно-транспортных происшествий) столкновения – лобовые – на сложном участке можно предотвратить установкой барьерных ограждений между встречными полосами.

Параметры устанавливаемого ограждения (тип конструкции, энергоемкость, высота) должны быть удовлетворять условиям конкретного участка дороги. Отсутствие нормативных документов (существуют только документы рекомендательного характера [1, 2]), четко и обоснованно определяющих параметры ограждений безопасности, привело к большому разнообразию их конструкций, которые не всегда выполняют возложенные на них функции. Поэтому необходимо, прежде всего, создать современные нормативные документы, регулирующие указанные вопросы. За рубежом существуют подобные документы, однако в них отсутствуют методики расчета этих конструкций [3]. Для эффективного же применения ограждающих конструкций необходимо разработать эффективные методы их расчета. В соответствии с этим, ниже приводится методика определения параметров удара транспортного средства об ограждение, которая может применяться для определения максимального воздействия на ограждение со стороны транспортного средства.

При расчете будем пользоваться следующими предположениями:

1.  Коэффициент сцепления между шинами и поверхностью остается постоянным (пренебрегаем влиянием загружения внешних к повороту шин и разгружения внутренних).

2.  Рассматриваем случай потери управления автомобилем, то есть, считаем, что траектория его движения не изменяется под воздействием сторонних факторов (например, в случае столкновения данного автомобиля с другими во время движения).

3.  Рассматриваем движение транспортного средства с постоянной по модулю скоростью, то есть водитель не пользуется тормозами.

4.  Траекторию поворота транспортного средства принимаем круговой, когда автомобиль движется с максимальным боковым ускорением на протяжении всей траектории до удара.

5.  Для простоты расчетов в нашем примере рассматриваем прямолинейный участок дороги.

Перегрузки, воздействующие на пассажиров и водителя при ударе транспортного средства об ограждение, зависят от перпендикулярной к ограждению составляющей скорости и расстояния, на котором эта скорость гасится. Это расстояние зависит от деформативных свойств ограждения (в случае гибкого ограждения безопасности) и угла а, под которым транспортное средство ударяется в ограждение (см. рис. 1.)

Рис. 1. Схема удара транспортного средства по ограждению безопасности

Очевидно, что расстояние, на котором гасится поперечная скорость, становится меньше с уменьшением угла удара, следовательно возрастает перегрузка, действующая на людей. Значит удары под малыми углами, при одной и той же составляющей скорости, перпендикулярной к ограждению, представляют бόльшую опасность.

Предположим, что транспортное средство перед ударом движется вдоль одной стороны дороги шириной B (Рис. 2), затем начинает движение по круговой кривой радиуса R, зависящего от скорости транспортного средства и ударяет в ограждение расположенное на противоположной стороне дороги. При отсутствии скольжения это будет наиболее опасным столкновением с ограждением безопасности, так как при этом достигается максимальная поперечная скорость на подходе к ограждению.

Пусть коэффициент трения между шинами автомобиля и покрытием дороги равен μ. Тогда, как известно из курса физики, минимальный радиус R круговой траектории автомобиля в условиях отсутствия скольжения будет равен:

где v – скорость транспортного средства на траектории; μ – коэффициент трения между шинами и покрытием дороги; g – ускорение свободного падения, равное 9,81м/с2.

Рис. 2. Расчетная схема движения транспортного средства при столкновении с ограждением безопасности

Пренебрегая шириной автомобиля, запишем выражение для определения косинуса угла между вектором скорости автомобиля в момент столкновения и продольной осью ограждения:

где α - угол между вектором скорости автомобиля в момент столкновения и продольной осью ограждения; R – радиус круговой кривой траектории движения автомобиля; B – ширина проезжей части дороги.

Составляющая скорости автомобиля, перпендикулярная к продольной оси ограждения равна:

где v – скорость транспортного средства на траектории; vП – поперечная скорость транспортного средства.

Построим графики зависимости перпендикулярной к ограждению составляющей скорости автомобиля и максимального угла удара от начальной скорости автомобиля, найденные по приведенным выше формулам. Расчет был произведен для ряда значений скоростей от 60 до 150 км/ч и ширины проезжей части 15 м при коэффициенте трения между шинами и покрытием проезжей части, равном 0,6.

Таблица 1. Результаты расчета

Начальная скорость, м/с	60	70	80	90	100	110	120	130	140	150
Поперечная скорость, м/с	43,8	44,9	45,6	46,1	46,4	46,6	46,8	47,0	47,1	47,2
Угол удара об ограждение, град	47,0	39,9	34,8	30,8	27,7	25,1	23,0	21,2	19,7	18,3

Рис. 3. График зависимости перпендикулярной к ограждению составляющей
скорости автомобиля от начальной скорости автомобиля.

Рис. 4. График зависимости максимального угла удара
от начальной скорости автомобиля.

Как видно, перпендикулярная к оси ограждения составляющая скорости автомобиля мало зависит от начальной скорости автомобиля. Однако угол удара уменьшается с увеличением начальной скорости значительно. Следовательно, удар, произошедший при движении с большей начальной скоростью более опасен, но связано это не с большей скоростью автомобиля на подходе к ограждению, а с уменьшением угла удара, так как перегрузки в этом случае значительно возрастают.

Применяя несколько усложненный, по сравнению с вышеизложенным, расчет, основанный на тех же предположениях, можно для участка произвольной конфигурации в плане найти параметры удара транспортного средства об ограждение, что позволит обосновать установку соответствующего типа ограждения безопасности. Индивидуальный подход к определению параметров возможного удара позволит, в конечном счете, повысить безопасность дорожного движения при уменьшении затрат, обусловленных неоправданную установку ограждений безопасности с более высокими параметрами, чем необходимы на данном участке дороги. Также подобные расчеты позволят принять решение о возможности дальнейшей эксплуатации или необходимости замены существующих ограждений безопасности.

Список литературы

1.  ОДН 218.012-99. Общие технические требования к ограждающим устройствам на мостовых сооружениях, расположенных на магистральных автомобильных дорогах [Текст]. - М.: Информавтодор, 1999. – 12c.

2.  Рекомендации по применению ограждающих устройств на мостовых сооружениях автомобильных дорог [Текст] / Росавтодор. - M., 2001. – 80с.

3.  NCHRP report 537. Recommended guidelines for curb and curb-barrier installations [Text] / Transportation Research Board, Washington D. C. 2005.–106 p.

УДК 621.91:519.87

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ЧИСЛЕННЫМИ

МЕТОДАМИ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ЭЛЕМЕНТА СТРУЖКИ В ПРОГРАММЕ ANSYS

Камышинский технологический институт (филиал) ВолгГТУ

Повышение эффективности механической обработки, применение новых материалов и более широких диапазонов режимов резания требует проведения дополнительных исследований в области процессов стружкообразования. Зачастую единственной возможностью экспрессного анализа является компьютерное математическое моделирование.

В работе с помощью метода конечных элементов, реализованного в программе ANSYS, рассмотрена плоская контактная задача взаимодействия резца с элементом стружки, состоящая из трех этапов. В отличие от обычных задач, в данной задаче область приложения контактных давлений заранее неизвестна. Она определяется в процессе итерационного решения соответствующих уравнений. При составлении моделей предполагается, что процесс является пространственным и рассматриваемый объем представляется в виде изотропной среды, обладающей свойствами линейно-деформируемого и вязкопластического тела.

Было выполнено три этапа численного моделирования. На каждом этапе материал и условия контакта одинаковые, только различается глубина резания: 1 мм, 2 мм и 3 мм, а ширина среза – 1 мм. Материал заготовки сталь 35Х. Контакт: поверхность – поверхность, коэффициент трения 0.12, разбиение поверхностей производим на четырехгранные элементы, каждый из которых имеет восемь узлов.

На первом этапе глубина резания 1 мм, длина среза 6 мм, длина контакта стружки с заготовкой 1,784 мм, ширина среза 1 мм.

На втором этапе глубина резания 2 мм, длина среза 6 мм, длина контакта стружки с заготовкой 3,5 мм, ширина среза 1 мм.

На третьем этапе глубина резания 3 мм, длина среза 6 мм, длина контакта стружки с заготовкой 4,7 мм, ширина среза 1 мм.

Во всех численных опытах заготовку закрепляем по торцу и основанию, резцу разрешаем перемещение только в продольном направлении (см. рис. 1 а, б, в). При перемещении резца на длину 6 мм, происходит деформация заготовки, т. е. разрыв связей между заготовкой и снимаемым материалом и образование нового слоя – стружки, так же наблюдается качественное перестроение внутренней структуры элементов стружки, при этом стружка получает усадку. Из-за больших пластических деформаций при резании возникают напряжения (см. рис. 2 а, б, в), которые достигают своей максимальной величины в месте контакта с передней поверхностью резца. Вследствие больших напряжений и больших пластических деформаций, на передней поверхности резца возникают нормальные и касательные контактные напряжения. Их изменение в зависимости от глубины резания приведено на рис.3 и 4.

а
б
в
Рис. 1 Общий вид заготовки и резца: а – при глубине резания 1мм; б - при глубине резания 2 мм; в – при глубине резания 3 мм.
а	б
в
Рис. 2 Напряжения, возникающие в ходе деформации: а – при глубине резания 1мм; б – при глубине резания 2 мм; в – при глубине резания 3 мм.

В ходе проведения численных опытов были рассчитаны нормальные и касательные напряжения, силы резания, длина контакта и усадка стружки. Все результаты сведены в таблицу.

Таблица 1. Результаты численного моделирования

№ оп.	Длина контакта, мм	Усадка стружки	σ, МПа	τ, МПа	Р, Н	Fтр, Н
1	1,784	1,266	531,05	58,04	947,39	103,54
2	3,5	2,461	555,24	68,04	1943,34	238,14
3	4,7	3,471	618,56	70,39	2907,37	330,83

По результатам численного моделирования можно сделать следующие выводы. При деформации происходит образование нового слоя – стружки, который имеет свои физико-механические свойства, т. е. близлежащие слои проходят стадии упрочнения и разупрочнения, а материал стружки упрочняется, т. е. твердость его больше, чем твердость основного металла.

Рис. 3 График нормальных напряжений	Рис. 4 График касательных напряжений

Напряжения (см. рис. 2) более интенсивно распределяются в прирезцовой зоне. С увеличением глубины резания интенсивность напряжений возрастает.

Подводя итог вышесказанному, можно сделать вывод о том, что процесс контактного взаимодействия по передней поверхности резца характеризуется следующим. Общая длина контакта L элемента стружки с передней поверхностью разделяется на участки пластического L1 и вязкого L2 контактов. Пластический контакт состоит из участков упрочнения и разупрочнения, имеющих соответственно размеры L3 и L4 (рис.5). Выявленный механизм деформирования не противоречит, а наоборот подтверждает экспериментальные результаты, приведенные в работах [1].

Рис. 5 Зоны контактов элемента стружки с резцом

Следовательно, процесс отделения срезаемого слоя и превращение его в стружку происходит за счет пластического деформирования металла в зоне стружкообразования. Параллельно со стружкообразованием протекают процессы контактного взаимодействия формируемых элементов стружки с передней поверхностью инструмента, а также между собой. Таким образом, произведено численное моделирование образования элемента стружки в квазистатической постановке задачи.

Список литературы

1.  , Физические основы процесса резания, изнашивания и разрушения инструмента. – М.: Машиностроение, 19с.