Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Теоретические основы методов исследования температурных полей в деталях тормозов
1.1. Современное представление о трении 12
1.1.1. Двойственная молекулярно-механическая природа трения 12
1.1.2. Дискретность и непрерывность контакта 14
1.1.3. Факторы, характеризующие процесс трения 15
1.1.3.1. Влияние температуры 16
1.1.3.2. Температурный градиент 17
1.1.3.3. Влияние нагрузки 17
1.1.3.4. Влияние скорости скольжения 18
1.1.3.5. Влияние конструкции фрикционного соединения 20
1.1.3.6. Учет топографии поверхности 21
1.2. Фрикционные материалы в тормозах 24
1.2.1. Требования, предъявляемые к фрикционным материалам в тормозах 24
1.2.2. Фрикционные чугуны 26
1.2.3. Порошковые материалы 26
1.2.4. Керамические материалы 27
1.2.5. Фрикционные полимерные материалы (ФПМ) 27
1.2.6. Классификация фрикционных изделий 28
1.3. Дисковые тормоза 29
1.3.1. Положительные стороны использования дисковых тормозов 29
1.3.2. Описание конструкции и принципа действия ДТ 32
1.3.3. Тормозная система электропоезда ЭР-200 33
1.4. Теоретические основы расчета дисковых тормозов 35
1.4.1. Метод конечных элементов (МКЭ) 36
1.4.1.1. Разрешающее уравнение МКЭ в статической теории упругости 36
1.4.1.2. Релаксационная схема деформирования материала в МКЭ 39
1.4.1.3. Использование относительных систем отсчета координат и перемещений узлов
1.4.1.4. Перемещения узлов с наложенными связями 44
1.4.1.5. Разработка алгоритма решения контактной задачи в объемной постановке с использованием итерационного поузлового МКЭ 45
1.4.1.6. МКЭ в теории теплопроводности. 51
Глава 2. Экспериментальные исследования дискового тормоза
2.1. Объект исследования 54
2.2. Анализ ранее полученных экспериментальных результатов 57
2.2.1 .Схема установки 57
2.2.2. Результаты экспериментов. Коэффициент трения 58
2.2.3. Результаты экспериментов. Распределение температур 60
2.3. Исследование геометрии поверхностей контакта 61
2.3.1. Исследование макрогеометрии поверхности диска 61
2.3.2. Исследование поверхности колодки 66
2.3.3. Исследование микрогеометрии поверхности диска 67
Глава 3. Разработка и тестирование программного комплекса CORN
3.1. Решение тестовых примеров для нелинейной контактной задачи 71
3.1.1. Тест 1. Растяжение бруса квадратного сечения 71
3.1.2. Тест 2. Вдавливание плоского штампа в полуплоскость при отсутствии сил трения 73
3.1.3. Тест 3. Вдавливание цилиндрического штампа в полуплоскость при отсутствии сил трения 76
3.1.4. Тест 4. Вдавливание плоского штампа в полуплоскость при наличии сил трения 79
3.2. Решение тестовых примеров для нестационарной температурной задачи с использованием программного комплекса CORN
3.2.1. Постановка задачи и расчетная схема 82
3.2.2. Тест 1. Полупространство с граничными условиями 1-го рода 82
3.2.3. Тест 2. Полупространство с граничными условиями П-го рода 83
3.2.4. Тест 3. Полупространство с граничными условиями Ш-го рода 84
Глава 4. Расчетное исследование условий контактирования деталей дискового тормоза скоростного вагона
4.1. Общее описание методики расчета 87
4.2. Решение нелинейной контактной задачи методом конечных 90
элементов для пары трения диск - колодка
4.2.1. Расчетная схема 90
4.2.2. Разбивка на конечные элементы 92
4.2.3. Расчет силовой нагрузки, приложенной к проушинам 93
4.2.4. Расчет силовой нагрузки, приложенной к проушинам, с учетом прокидывающего момента от сил трения 94
4.3. Решение контактной задачи при условии номинально плоских контактирующих поверхностей 96
4.3.1. Расчет без учета опрокидывающего момента 96
4.3.2. Оценка влияния коэффициента трения на распределение давления в контакте 98
4.3.3. Расчет с учетом опрокидывающего момента 98
4.3.4. Расчет коэффициента взаимного перекрытия с учетом контурной зоны контакта 99
4.4. Решение нелинейной контактной задачи с учетом волнистости 107
4.4.1 .Контакт по регулярно расположенным пятнам на поверхности диска
4.4.2. Контакт по пятнам, распределение которых соответствует экспериментальным данным 110
4.4.3. Сравнительный анализ давления в зоне контакта при различной высоте пятен. 113
4.5. Исследование динамического распределения температурных полей в дисковом тормозе скоростного поезда 121
4.5.1. Расчетная схема 121
4.5.2. Термоупругие характеристики материалов дискового тормоза 123
4.5.3. Расчет граничных условий. Коэффициент теплоотдачи 124
4.5.4. Расчет граничных условий. Тепловой поток 125
4.5.5. Исследование температурных полей в дисковом тормозе при контакте номинально плоских поверхностей. Расчет Т1. 127
4.5.6. Исследование температурных полей в дисковом тормозе с учетом волнистости. Расчет Тп и Т . 132
4.5.7.Сравнение результатов расчета с данными эксперимента 134
Выводы 142
Список литературы 145
Приложение 1 155
Приложение 2 164
Приложение 3 174
- Требования, предъявляемые к фрикционным материалам в тормозах
- Разработка алгоритма решения контактной задачи в объемной постановке с использованием итерационного поузлового МКЭ
- Решение тестовых примеров для нестационарной температурной задачи с использованием программного комплекса CORN
- Расчет коэффициента взаимного перекрытия с учетом контурной зоны контакта
Введение к работе
На современном этапе развития железнодорожного транспорта в России, в связи с увеличением скоростей движения железнодорожных составов до 200 км/ч и более, приобрела актуальность задача создания энергоемких малогабаритных тормозных устройств пониженной материалоемкости. Этим требованиям в значительной степени отвечают дисковые тормоза (ДТ).
Опыт применения ДТ на железнодорожном транспорте в России мал и ограничен небольшим количеством конструкций. В частности, ДТ установлен на скоростном электропоезде ЭР-200. В процессе эксплуатации установлено, что в условиях экстренного торможения со скорости 150-200 км/час существующие конструкции ДТ выходят из строя. Основной причиной отказов является возникновение на диске радиальных термоусталостных трещин.
В связи с фактами отказов возникла насущная необходимость в более детальном изучении существующих конструкций ДТ, в исследовании их напряженно-деформированного состояния и нестационарного температурного режима торможения с целью совершенствования и создании принципиально новых тормозных устройств.
Начало развития теории контактных задач положено в работах Г.Герца,
Я.Буссинеска, С.А.Чаплыгина, М.А.Садовского, А.Н.Динника,
И.Я.Штаермана, В.М.Абрамова, А.И.Лурье, Л.А.Галина, Н.М.Беляева и др. Проблемам моделирования и расчета нестационарных температурных полей посвящены работы М.П.Александрова, Э.Д.Брауна, А.В.Чичинадзе, В.Г.Иноземцева, Е.П. Литовченко, В.М.Казаринова, В.И.Грека, Г.А.Неклюдовой и др. Вопросы моделирования температурных полей и расчета ДТ исследуются в работах Э.Д.Брауна, А.В.Чичинадзе, Ю.П.Федосеева, Иноземцева В.Г., Носко А.Л. и др. Современные численные методы расчета с использованием мощных ПЭВМ позволяют на новом уровне моделировать процессы торможения и сложные температурные процессы, протекающие при тяжелых режимах торможения, позволяют развивать методы исследования ДТ, заложенные в работах отечественных и зарубежных авторов. Применение
традиционных методов проектирования тормозных устройств без использования современных вычислительных средств требует большого объема экспериментальных исследований. В настоящее время метод конечных элементов (МКЭ) является одним из наиболее мощных инструментов для математического моделирования трехмерных стационарных и нестационарных тепловых полей, для расчета напряженно-деформированного состояния конструкций сложной формы. Основные положения метода конечных элементов освещены в работах Зенкевича О., Моргана К., Сегерлинда Л., Шаброва СВ. и др.
Диссертационная работа посвящена решению актуальной задачи разработки метода исследования нестационарных температурных полей в ДТ с использованием метода конечных элементов. Работа выполнена в соответствии с одним из научных направлений, развиваемых в Брянском Государственном Техническом Университете под руководством д.т.н., профессора В.И.Сакало.
Цель работы заключается в разработке методов расчета нестационарных температурных полей ДТ с учетом макронеровностей применительно к дисковому тормозу, установленному на вагонной тележке скоростного вагона, выпускаемого на Тверском вагоностроительном заводе.
Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи:
исследована макрогеометрия контакта экспериментального ДТ;
проанализированы и обобщены результаты экспериментов, ранее проводимых на Тверском вагоностроительном заводе, с целью получения законов распределения температуры на поверхности диска и расчетных зависимостей для определения коэффициента трения;
разработан метод решения нелинейной контактной задачи с использованием поузлового итерационного метода конечных элементов (МКЭ) в объемной постановке;
протестирован разработанный метод нелинейной контактной задачи;
создан объектно-ориентированный комплекс программ, позволяющий решать следующие задачи: 1. Автоматическая разбивка на объемные конечные элементы;
Решение поузлового итерационного метода конечных элементов в объемной постановке для тетраэдральных конечных элементов;
Решение нелинейной контактной задачи МКЭ с использованием разработанного метода в объемной постановке;
Решение нестационарной температурной задачи МКЭ в объемной постановке;
Визуализация полученных результатов;
произведен расчет и выполнен анализ результатов контактной задачи для пары трения диск - колодка при условии контакта по номинально плоским поверхностям и контакта с учетом волнистости с целью получения зависимостей распределения давления в зоне контакта при различных режимах нагружения;
проведен анализ и оценка критической высоты волны макронеровностей на поверхности диска;
найдено и проанализировано распределение нестационарного поля температур для диска и колодки при контакте по номинально плоским поверхностям, а также при контакте с учетом макронеровностей;
по результатам расчетов предложена методика расчета нестационарных температурных полей для ДТ.
Методы исследования. В работе использованы методы математического моделирования на основе метода конечных элементов. При создании программного обеспечения использована технология объектно-ориентированного программирования с использованием языка программирования C++.
Объектом исследования является дисковый тормоз, установленный на вагонной тележке скоростного вагона, изготавливаемого на Тверском вагоностроительном заводе.
Предметом исследования является методика расчета нестационарных температурных полей дискового тормоза с учетом неравномерного распределения давлений в зоне контакта диска и колодки на основе метода конечных элементов.
Теоретической основой диссертационной работы являются труды зарубежных и отечественных ученых, фундаментальные работы по контактному взаимодействию тел, решения классических контактных задач теории упругости, аналитические решения нестационарных температурных задач, методы использования в инженерных расчетах конечно-элементных схем применительно к контактной и температурной задаче.
Необходимо отметить работы, выполненные под руководством проф. В.И.Сакало в Брянском государственном техническом университете, явившиеся основой в части разработки поузлового итерационного метода конечных элементов и схемы контактной задачи МКЭ в трехмерной постановке. В работах Ю.П.Подлеснова и Г.А.Неклюдовой была реализована соответственно плоская и осесимметричная схемы расчета МКЭ контактной и нестационарной температурной задач.
Экспериментальной базой диссертационной работы послужили результаты проводимых на протяжении ряда лет исследований ДТ на Тверском вагоностроительном заводе, а также данные исследований работы ДТ при эксплуатации электропоезда ЭР-200.
Научной новизной работы является методика расчета нестационарных температурных полей ДТ в условиях экстренного торможения с учетом контакта по дискретным макронеровностям. В подобной постановке с комплексным использованием экспериментальных и расчетных данных, задача решена впервые.
Разработанный метод расчета нестационарных температурных полей в ДТ позволяет оптимизировать объем и насыщенность проводимых стендовых испытаний при разработке новых конструкционных решений для ДТ, оценить величины и распределение температур в ДТ до проведения эксперимента.
Научная новизна подтверждается следующими научными результатами:
впервые получен размер и профиль пятен контакта для неприработанной поверхности тормозного диска с учетом волнистости на поверхности диска и без ее учета;
получены температурные поля и градиенты температур в процессе экстренного торможения железнодорожного состава с учетом неравномерного распределения давления на поверхности контакта тормозного диска. Построена зависимость изменения температуры от времени;
получено напряженно-деформированное состояние диска и колодки в результате действия сил сжатия. В такой постановке задача решена впервые;
впервые получен уровень максимальной амплитуды макронеровностей, который обеспечивает полное прилегание тормозной колодки к диску;
для данного типа тормозных колодок получены уравнения зависимости коэффициента трения от скорости торможения;
разработан и апробирован алгоритм решения контактной задачи в объемной постановке с использованием итерационного поузлового метода конечных элементов, которая ранее была использована только в плоских и осесиммет-ричных задачах;
получено распределение сил трения на поверхностях в контакте колодок и диска при неподвижных относительно друг друга элемента дискового тормоза;
сделана оценка влияния сил трения на распределение давления и температуры в зоне контакта;
Практическую ценность работы составляют:
Разработанный метод решения объемных нелинейных контактных задач с использованием итерационного поузлового метода конечных элементов.
Метод расчета давления в контакте и нестационарных температурных полей ДТ с учетом волнистости.
Результаты расчета формы контурной площади контакта при условии взаимодействия номинально плоских поверхностей.
Рекомендации по качеству поверхности диска и колодки.
Оценка влияния сил трения на распределение давления в зоне контакта.
Полученные зависимости распределения давления в зоне контакта, зависимости динамического распределения температуры на поверхности и внутри диска ДТ.
Самостоятельную ценность представляет разработанный комплекс программ, позволяющий решать объемные задачи МКЭ, в том числе объемные нелинейные контактные задачи и нестационарные температурные задачи МКЭ, а также осуществлять визуализацию результатов счета.
Апробация работы и публикации. Основные материалы диссертации опубликованы в четырех печатных работах. Результаты выполненных исследований докладывались на VII, VIII и IX Международных симпозиумах "Динамические и технологические проблемы механики конструкций и сплошных сред", на семинаре "Современные проблемы механики и прикладной математики" (г.Воронеж, 2002г.).
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы и приложений, содержит 175 страниц, 69 рисунков, 14 таблиц и трех приложений.
Требования, предъявляемые к фрикционным материалам в тормозах
Основной характеристикой фрикционных материалов, используемых в тормозах, муфтах, сцеплениях, демпферах и др., является способность поглощать или рассеивать энергию движения, кинетическую энергию, без катастрофического износа самого материала и разрушения узлов трения. Энергия, генерируемая и рассеиваемая поверхностью трения, отнесенная к массе современного тормоза, может быть очень большой. Увеличение скоростей всех видов транспорта, изменение масс и габаритов многих машин с резким увеличением мощности, поглощаемой тормозными и фрикционными устройствами, стремление конструкторов создать более компактные машины выдвигают сегодня повышенные требования к фрикционным материалам, как по значению и стабильности коэффициента трения, так и по износостойкости.
Современные фрикционные материалы - это полимеры, порошковые и композиционные материалы, сплавы, кожа , пробка и др.
Помимо высоких коэффициента трения и износостойкости фрикционные материалы должны сохранять стабильность свойств при нагревах, как кратковременных высоких, так и длительных. Кроме того, материалы, применяемые в тормозах, не должны схватываться и иметь хорошие показатели по фрикционной термоусталости, то есть на поверхности трения не должно возникать трещин в результате многократного совместного воздействия теплового и силового нагружения.
Фрикционные материалы для энергетически нагруженных тормозов, к которым относятся и дисковые тормоза, должны быть тепло- и термостойкими, выдерживать достаточно большое число нагреваний и охлаждений без значительного растрескивания и коробления, обладать высоким сопротивлением к схватыванию в холодном и нагретом состояниях, иметь высокую мас-лостойкость и высокое сопротивление к налипанию. При торможении в целях безопасности движения не допускается возникновение автоколебаний.
Наряду с отмеченными свойствами они должны быть достаточно износостойкими, не вызывать повышенного износа контртела и иметь коэффициент трения покоя 0,2-0,5.
Фрикционные материалы для тормозов должны иметь стабильный коэффициент внешнего трения, который незначительно изменяется при увеличении температуры и скорости скольжения, так как в некоторых тормозах скорость изменяется от 50 м/с до нуля, а температуры достигают 1000—1100 С.
Использование фрикционных материалов в условиях высоких температур, при которых наблюдается повышенный коэффициент трения, после прохождения минимума в зависимости коэффициента трения от температуры, и снижение прочностных характеристик материалов, следует избегать в связи с высокой интенсивностью изнашивания. Для этого увеличивается теплоотвод от поверхностей трения и от тормоза в целом. Теплоотвод от поверхностей трения обеспечивается применением фрикционных композиционных материалов с добавками, имеющими хорошую теплопроводность.
В тормозах со средними и тяжелыми режимами работы, к которым относятся и железнодорожные дисковые тормоза, в качестве фрикционных обычно используют порошковые материалы, работающие в паре с чугуном. В этих тормозах в процессе торможения могут возникать объемные температуры до 800—1000 С и температуры поверхностей трения 1000 С. Такое сильное и интенсивное нагревание и достаточно быстрое охлаждение нередко приводят к короблению элементов пары трения и растрескиванию поверхностей трения. В качестве фрикционных материалов в современном машиностроении используют полимеры, металлы, сплавы, чугуны, порошковые и керамические материалы, фрикционные полимерные материалы, углеродные материалы и-др. Остановимся на некоторых из них.
Фрикционные чугуны широко применяются как фрикционные материалы благодаря их низкой стоимости, простоте изготовления из них деталей, хорошей обрабатываемости и прочности, а также достаточной износостойкости. Более высокие фрикционные свойства имеют чугуны, легированные медью, молибденом, хромом и никелем. Легирование способствует упрочнению металлической основы материала, повышаются тепло- и износостойкость. Лучшими фрикционными свойствами обладают чугуны ЧНМ, ЧНМХ, МФ. В тормозах железнодорожного транспорта чугуны используют для изготовления контртела.
Порошковая металлургия - это довольно гибкий технологический процесс, позволяющий получать компактные и пористые материалы, как однородные, так и в виде композиций из металлов, не смешивающихся в расплаве и не образующих твердые растворы, а также интерметаллические соединения и композиции-смеси из металлов и неметаллов. Методами порошковой металлургии получают материалы в виде готовых изделий - антифрикционных, фрикционных, магнитных, фильтрующих и др. Порошковые материалы по сравнению с другими фрикционными материалами обладают достаточно высокими механическими свойствами, по сравнению с пластмассами выдерживают большие контурные давления. Фрикционные спеченные материалы применяются в современных тяже-лонагруженных фрикционных узлах. Контртелом для них обычно служит ле 27 тированный чугун ЧНМХ, сталь 38ХС, чугун СЧ21. Наиболее распространены порошковые материалы: ФМК-11 (состав, %: Cu-15, С-9, S02-3, асбест-3, BaS04-6, Fe-64). Твердость НВ 80-100. Применяется в тяжелонагруженных фрикционных тормозах; ФОБ - материал на основе оловянной бронзы, рекомендован для средне-нагруженных сухих передаточных и тормозных устройств; ФМК-8 - материал на основе железа, применяется в тормозах, обладающих большой энергоемкостью. Недостатком материала является склонность к схватыванию с контртелом и сравнительно невысокий коэффициент трения в конце торможения; МК-5 - материал на основе меди, применяется в паре со сталью 65Г в узлах трения масляных гидротрансмиссий автомобилей, тракторов, тепловозов и других машин [20, 95, 49].
Разработка алгоритма решения контактной задачи в объемной постановке с использованием итерационного поузлового МКЭ
Тормозной башмак состоит из чугунного литого корпуса с пазом в виде «ласточкина хвоста» для закрепления в нем накладки, приклепанной к металлическому тыльнику и вставки. Вставка предназначена для установки вкладышей, а также для подвески башмака к кронштейну. Башмак со спаренными рычагами соединяется валиком.
Во время торможения в тормозной цилиндр поступает сжатый воздух, который приводит в движение поршень цилиндра. Усилие через шток поршня передается на спаренные рычаги. Последние, вращаясь вокруг средних валиков, прижимают башмаки к тормозным дискам, жестко связанным с колесной парой, которая во время движения совершает сложное перемещение, и башмаки, прижатые к дискам, повторяют движение колесной пары. Тормозные цилиндры не связаны жестко с рамой, благодаря чему они перемещаются вместе с рычагами.
Высокоскоростной электропоезд ЭР200 с 1979 г. эксплуатируется на линии Москва—Ленинград Октябрьской дороги. Скорость движения на отдельных участках дороги достигает 200 км/ч. Электропоезд курсирует с одной остановкой на станции Бологое.
Электропоезд ЭР200 имеет три вида тормозов: реостатный, электропневматический дисковый и магнитно-рельсовый.
Служебным является электрический реостатный тормоз. При тормозном токе 400 А в диапазоне скоростей от 200 до 114 км/ч тормозная сила возрастает от 50 до 80,8 кН, далее до скорости 35 км/ч поддерживается примерно постоянный (89,2 кН), а начиная со скорости 35 км/ч электрический тормоз истощается и для остановки поезда его замещают дисковым.
Реостатный электрический тормоз, действующий почти на все оси состава, за исключением головных вагонов, позволяет эффективно выполнять регулировочные торможения.
На моторных вагонах устанавливают дисковые тормоза с дисками из термостойского легированного чугуна. Для головных вагонов диски изготовлены фирмой «Кнорр-Бремзе» (ФРГ), щеки которых имеют возможность перемещаться относительно ступицы, что исключает образование в них трещин термической усталости.
Магнитно-рельсовый тормоз (МРТ) не имеет ограничений, налагаемых на железнодорожный подвижной состав сцеплением между колесом и рельсом. За счет МРТ при автостопном торможении длина тормозного пути ЭР200 при скорости 180 км/ч составляет 1850 м, а тормозной путь автостопного торможения пассажирского поезда с локомотивной тягой при скорости 160 км/ч составляет 2100 м.
При полном служебном торможении, когда на моторных вагонах электропоезда совместно действуют дисковый тормоз с давлением воздуха в тормозных цилиндрах 0,2 МПа и реостатный с установкой тока 400 А, а на головных вагонах — дисковый тормоз с давлением 0,4 МПа, тормозной путь 8-вагонного состава на спуске 3—4 /оо при скорости 200 км/ч равен 1900 м. В случае, если к этим тормозам добавляется магнитно-рельсовый тормоз, длина тормозного пути при скорости 200 км/ч сокращается до 1300 м. При экстренном торможении, когда на всех вагонах совместно действуют дисковый тормоз с полным давлением 0,4 МПа и магнитно-рельсовый, тормозной путь при скорости 200 км/ч равен 1500 м.
Торможение максимальной эффективности достигается при совместном включении на всех моторных вагонах дискового, реостатного и магнитно-рельсового тормозов во всех вагонах поезда.
Фрикционные характеристики материалов пары трения при интенсив- :-;- ном торможении значительно изменяются в зависимости от температуры, ско- . ростного и нагрузочного режимов работы тормоза. При этом все параметры процесса торможения взаимосвязаны. Анализ зависимостей коэффициента трения от скорости, температуры, нагрузки, градиента температуры, сопоставление этих зависимостей с изменением указанных параметров в процессе торможения показали превалирующее влияние температуры на все параметры материалов и характеристики торможения.
Экспериментально установлена неоднородность поля температур и широкий интервал по времени и по значению достигаемых максимальных температур на поверхности диска дискового тормоза в условиях экстренного торможения.
Для моделирования процесса торможения с учетом переменной температуры фрикционного контакта, нагрузки, скорости, заданного режима работы, теплофизических, механических и фрикционных свойств материалов пары трения, временного режима работы и условий теплоотдачи в ГосНИИмашино-ведении (ИМАШ) разработана система уравнений тепловой динамики трения (ТДТ). Она позволяет моделировать процесс торможения с учетом всех перечисленных факторов торможения. В результате расчетов она позволяет получить в любой момент времени торможения такие параметры, как скорость движения состава, коэффициент трения, среднюю объемную температуру, средние температуру на поверхности и температуру вспышки на поверхности контактирующих тел.
Однако разработанная методика не позволяет оценить неравномерное распределение температур на поверхности и в объеме контактирующих тел, что актуально при исследовании и проектировании дисковых тормозов, работающих в тяжелых условиях нагружения.
С развитием мощных средств объектно-ориентированного программирования в настоящее время появилась возможность более точно смоделировать неравномерное распределение температур, используя в качестве расчетного инструмента метод конечных элементов.
Решение тестовых примеров для нестационарной температурной задачи с использованием программного комплекса CORN
В результате проведенных экспериментов с парой трения Ст.20Х13 -ФМК-11 получены следующие зависимости. На рисунке 2.5. изображена зависимость коэффициента трения от времени торможения для трех начальных скоростей VHa4 =40 м/с, 45,2 м/с и 50 м/с. Время остановки для всех режимов торможения приведено к 90 сек. Время начала торможения соответственно составляло 35, 15 и 0 секунд. Графики зависимости коэффициента трения при различных начальных скоростях торможения имеют два участка: На первом участке-коэффициент трения характеризуется почти-прямой-лини--ей, параллельной оси абсцисс и колеблется по величине от 0,38 до 0 4. На втором участке за 25 с. до конца торможения происходит быстрое нарастание коэффициента трения от 0,38-0,40 до 0,6-0,62. Точка перелома наблюдается при скорости состава 18-20 м/с. Для использования экспериментальной зависимости коэффициента тре ния в расчетах используем аппроксимирующую зависимость его от скорости состава V, изображенную на рисунке 2.5. пунктирной линией: При проведении ряда экспериментов с различными парами трения были получены зависимости температурного нагрева диска от времени торможения и начальной скорости. Полученные результаты представлены в приложении_!_.,_ На рис.1 приложения 1 изображены результаты первого эксперимента-распределение температуры нагрева диска от времени торможения после длительной приработки поверхности диска и накладок в условиях легкого режима торможения. Материал диска - сталь 20X13, материал фрикционного элемента - металлокерамика ФМК-11. Начальная скорость Унач = 50 м/с, время торможения 91с. По результатам эксперимента максимальная температура на поверхности диска составила 350 С.
На рис.2-6 приложения 1 изображены результаты второго эксперимента, пяти различных торможений, в виде зависимости температуры нагрева диска от времени торможения пары трения сталь 20X13 - СМК-249П. Пара трения сталь 20X13 - СМК-249П и пара трения сталь 20X13 - ФМК-11 имеют практически одинаковые фрикционные свойства, к тому же СМК-249П и ФМК-11 имеют сходные термоупругие характеристики. Экспериментальные данные получены сразу после монтажа новых накладок без предварительной приработки поверхностей. По результатам экспериментов, максимальная температура диска при торможении со скорости VHa4=50 м/с составила 480С. Очень характерно то, что максимумы температур лежат в широком временном интервале. На всех графиках наблюдается нестабильность температур тормозного диска. Подобные результаты можно объяснить возникновением зон различного давления и интенсивности теплового потока, как вследствие отслоения и местного выкрашивания материала накладок, так и вследствие наличия на поверхности диска макронеровностей - пятен. Наличие нескольких экстремумов на ряде графиков можно объяснить миграцией пятен контакта по поверхности диска в процессе одного торможения. Максимальное значение температуры на поверхности диска на 37% больше, чем в результатах первого эксперимента, что можно связать с неровностями неприработанных поверхностей.
Средние значения температур соизмеримы в обоих экспериментах. Это показывает, что режим контакта во втором эксперименте в большей части сходен с режимом контактирования-впервом-эксперименте, т.е. контакт-в-ос— новном происходит по номинально плоским поверхностям. Это подтверждалось и при визуальном осмотре диска после торможения.
Результаты третьего эксперимента (реализованы 4 торможения) показаны на рисунках 7-10 приложения 1. В контакте была задействована пара трения сталь 30X1 ЗМФА - металлокерамика СМК-249П. Начальная скорость торможения состава - 50 м/с. Поверхности предварительно не были приработаны. Как показал эксперимент, для данной пары трения более характерно, чем для пары трения сталь 20Х13-СМК-249П, выражена неравномерность распределения зон контакта по контактирующим поверхностям. Контакт происходил по отдельным пятнам. Вследствие неравномерности контакта максимальная температура на 100-150 градусов выше, чем при контакте номинально плоских поверхностей. Максимумы температур, как и в предыдущих экспериментах, расположены в широком временном интервале.
При визуальном осмотре поверхности диска, изготовленного из стали 20X13, после неоднократных экстренных торможений с начальной скоростью состава 50 м/с, ясно видны пятна, по которым происходило контактирование. На рисунках 2.6 и 2.7 показана исследуемая поверхность диска. Пятна имеют почти зеркальную поверхность. На пятнах наблюдаются цвета побежалости, что свидетельствует о том, что температура материала достигла свыше 600 С. Пятна имеют произвольную форму, однако для использования в расчетах их можно рассматривать как эллипсы. Отношение главных осей эллипса колеб-лется от 1 до 2,2, площадь - от 66 мм до 2260 мм . На рисунке 2.8. приведена диаграмма распределения пятен на диаметре 560 мм и расстояние между центрами пятен после очередного торможения.
Расчет коэффициента взаимного перекрытия с учетом контурной зоны контакта
Режим контакта по номинально плоским поверхностям, когда контурная зона контакта состоит из одного участка, в идеале совпадающего с номинальной плоскостью контакта, будет наблюдаться при соблюдении двух условий: 1) Поверхности диска и колодки должны быть предварительно приработанными, достаточно гладкими, поверхность диска должна иметь волнистость с высотой волны порядка 1-2 мкм (п.п. 4.5). 2) Режим торможения должен быть легкий, когда ДТ используют для торможения на малых и средних скоростях движения железнодорожного состава, при кратковременном подтормаживании. При этом температура диска и колодки изменяется незначительно и не влияет на картину напряженно-деформированного состояния контактирующих тел, температура на поверхности не является причиной возникновения дискретных пятен контакта.
В первом численном эксперименте нагрузка приложена без учета опрокидывающего момента. Силы приложены симметрично относительно оси симметрии колодки. Коэффициент трения принимаем равным 0,4.
Результаты расчетов представлены на рисунках 4.5 и 4.6. На рисунке 4.5. представлено распределение давления в контакте. Из рисунка видно, что контурная площадь контакта не совпадает с номинальной. Контакт происходит не по всей поверхности колодки, а только по ее части. Края колодки, наиболее удаленные от места приложения сил, с диском не контактируют. Максимальные значения контактных давлений наблюдаются под проушинами: 0,9769 МПа под проушинами, расположенными ближе к центру колодки и 0,8486 МПа под проушинами, более удаленным от центра. На удалении от проушин давление в контакте уменьшается до нуля.
Максимальные значения давления в контакте невысоки. Это показывает, что давление в контакте непосредственно не может быть причиной выхода из строя диска или колодки. Небольшие давления в контакте выставляют повышенные требования к гладкости поверхности, т.к. при большой волнистости контакт будет происходить только по вершинам неровностей.
На рисунке 4.6. а) и в) представлено распределение перемещений контактирующей поверхности колодки в направлении, перпендикулярном поверхности контакта. Зона максимального внедрения колодки в диск совпадает с зоной максимальных контактных давлений, под проушинами она составляет -9,11 10" м. Края колодки отклоняются от поверхности диска на расстояние 1,51-10"7м.
Интересна картина распределения касательных сил на поверхности контакта при отсутствии движения. Максимальные значения касательных сил, в отличие от давления, находятся на некотором удалении от центра приложения нагрузки (рис 4.6, б) и направлены от центра в стороны. В отличие от давлений в контакте значение касательных сил равно нулю непосредственно в зоне приложения силовой нагрузки, затем довольно резко вырастают до максимального значения и плавно уменьшаются до нуля.
Для дальнейших расчетов необходимо аналитически описать распределение контактных давлений по поверхности колодки. Методом наименьших квадратов получено семейство аппроксимирующих кривых qR=COnst((p), моделирующих зависимости давления от угловой координаты ср. Каждая кривая построена для постоянного значения радиальной координаты R. Уравнения аппроксимирующих кривых представлено в приложении 3. В связи с симметричным распределением давления кривые рассчитаны для половины колодки для ф 0.
Распределение осредненного значения давления в зависимости от радиуса рассчитано методом наименьших квадратов при аппроксимации средних значений давления в контакте qcp для каждого радиуса (табл. 4.1). Полученная аппроксимирующая зависимость имеет вид:
Для определения влияния коэффициента трения на распределение давления в зоне контакта проведен расчет, аналогичный предыдущему, с коэффициентом трения, равным нулю. Результаты расчетов, изображенные на рисунке 4.8, показали, что значение коэффициента трения практически не влияет на распределение давлений в контакте. Характер распределения давлений в контакте и вертикальных перемещений с изменением коэффициента трения от 0,4 до 0 не изменился, Максимальное давление составляет 0,972 МПа, что отличается от результатов первого расчета на 0,5%, зоны с максимальными значениями давления остается прежней.
Полученный результат позволяет сделать заключение о том, что силы трения непосредственно не влияют на величину и закон распределения давления в контакте.
