Рациональные параметры фрезы и режимы резания при ремонте бандажных колесных пар повышенной твердости Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 629.4.027.2

В. С. Кушнер, О. Ю. Бургонова

Омский государственный технический университет

И. А. Иванов, П. М. Терехов

Петербургский государственный университет путей сообщения

РАЦИОНАЛЬНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ФРЕЗЫ И РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ ПРИ РЕМОНТЕ БАНДАЖНЫХ КОЛЕСНЫХ ПАР ПОВЫШЕННОЙ ТВЕРДОСТИ

Рассматриваются результаты использования бандажей по ГОСТ 398-96 и ГОСТ 3892010, проблемы, возникающие при обработке колес высокой твердости, указывается на необходимость совершенствования технологии ремонта колесных пар локомотивов. Проанализировано влияние режима резания и конструктивных параметров фрезы на эффективность фрезерования профилей железнодорожных колес. Предложена конструкция фрезы, позволяющая достичь требуемых стандартами шероховатости и точности обработанной поверхности с учетом ограничений по температуре и силам резания. Даны рекомендации по назначению режимов резания и конструктивных параметров фрез.

бандаж, колесная пара, восстановление поверхности катания, фрезерование, силы резания при фрезеровании.

Введение

Использование цельнокатаных колес повышенного качества и твердости по ТУ 0943-157-01124328-2003 позволило сократить расходы ОАО РЖД по вагонному хозяйству на ремонт за счет снижения числа отцепок грузовых вагонов по прокату, вертикальному подрезу гребня и другим дефектам, связанным со смятием и истиранием металла от давления на площадке контакта и действия сил трения качения и трения скольжения. По данным [1] за 20062009 гг., средний пробег колесных пар с колесами повышенной твердости до первой обточки составляет 279,7 тыс. км, а со стандартными колесами -

106,3 тыс. км.

Закономерным итогом работы по увеличению ресурса колесных пар локомотивов стало создание и утверждение новой редакции ГОСТ 398-2010 «Бандажи из углеродистой стали для подвижного состава железных дорог широкой колеи и метрополитена». В новом ГОСТе сталь марки 3 заменена сталью, имеющей твердость 320-360 HB. Эта сталь по химическому составу

34

и физико-механическим свойствам практически соответствует цельнокатаным колесам повышенного качества и твердости по ТУ 0943-157-01124328-2003, получившим широкое распространение на отечественных железных дорогах в последние годы. Химический состав и механические свойства бандажной стали по ГОСТ 398-96 [2] и ГОСТ 389-2010 [3] представлены в табл. 1 и 2 соответственно.

ТАБЛИЦА 1. Химический состав стали по ГОСТ 398-96 и ГОСТ 398-2010

Марка стали Содержание элементов, %, по массе

C Mn Si Cr V S P

По ГОСТ 398-2010

2 0,57-0,65 0,60-0,90 0,22-0,45 - до 0,15 0,035 0,04

3 0,60-0,68 0,60-0,90 0,22-0,45 - 0,06-0,15 0,035 0,04

По ГОСТ 398-2010

2 0,57-0,65 0,60-0,90 0,22-0,45 до 0,20 до 0,15 0,030 0,020

4 0,65-0,75 0,60-0,90 0,22-0,45 0,20-0,60

ТАБЛИЦА 2. Механические свойства стали по ГОСТ 398-96 и ГОСТ 398-2010

Марка стали Временное сопротивление о , Н/мм2 Относительное удлинение 5, % Относительное сужение V, % Твердость на глубине 30 мм от поверхн. катания, НВ Ударная вязкость KCU на образцах, дж/см2

при +20 °С при -60 °С

По ГОСТ 398-96

2 930-1110 10 14 269 25

3 1000-1270 8 12 275 20

По ГОСТ 398-2010

2 930-1110 10 14 269 25 15

4 Более 1050 9 12 320-360 20

Испытания бандажей по ГОСТ 398-2010 проводились на Горьковской, Южно-Уральской, Восточно-Сибирской и Северной железной дорогах - филиалах ОАО «РЖД» и использовались на грузовых электровозах ВЛ 10, ВЛ 80, ВЛ 85, грузовых тепловозах 2ТЭ10 и на маневровых тепловозах ЧМЭ3 [4].

Результаты первых эксплуатационных испытаний бандажей из марки стали 4 по ГОСТ 398-2010 подтвердили их преимущество по сравнению со стандартными бандажами из марки стали 2 (табл. 3).

35

ТАБЛИЦА 3. Пробеги колесных пар между обточками, тыс. км

Железная дорога Серия локомотива Бандажи марки 2 Бандажи марки 4 Относит.,%

Горьковская ВЛ 80С 72,4 112,4 +55,3

ЧМЭ3 68,7 113,9 +65,8

Южно-Уральская ВЛ 10, ВЛ 10К 83,6 100,7 +20,5

Восточно-Сибирская ВЛ 80Р (толкачи) 21,2 30,8 +45,3

ВЛ 85 76,4 181,3 + 137,3

Примечание', среднегодовой показатель по Восточно-Сибирской железной дороге по грузовым магистральным электровозам.

Однако следует отметить, что увеличение твердости бандажей ухудшит их обрабатываемость и потребует изменений в технологии ремонта колесных пар в депо. Так, существовавшая в предыдущей редакции ГОСТа марка стали 3 с повышенными механическими свойствами, практически не использовалась именно по причине затруднений, возникших при механической обработке бандажей в депо [5]. О том же нам говорит и опыт внедрения твердых цельнокатаных колес в вагонном хозяйстве. Процесс обточки «твердых» колес на колесотокарных станках сопровождается ударными нагрузками, которые, во-первых, приводят к снижению качества обработанной поверхности и, во-вторых, к разрушению режущего инструмента, что увеличивает себестоимость и снижает производительность механической обработки. Вследствие этого расход режущего инструмента при обточке «твердых» цельнокатаных колес по сравнению с расходом при восстановлении профиля стандартных колес возрос в 3-5 раз, а производительность механической обработки снизилась в 2-3 раза [1].

Таким образом, очевидна необходимость совершенствования технологии ремонта колесных пар локомотивов в преддверии широкого использования твердых бандажей.

1 Технология восстановления профиля поверхности катания методом фасонного фрезерования

Фрезерование колесных пар локомотивов позволяет восстанавливать профили изношенных колес, не снимая их с тягового подвижного состава, т. е. без выкатки. Это является большим достоинством фрезерования.

Наиболее распространена технология фрезерования фасонными фрезами, предусматривающая удаление всего припуска за один оборот обрабатываемого колеса.

36

Так, например, конструкция фрезы, представленной на рис. 1, предусматривает 10 «ножей», наклоненных к основной плоскости под углом X = 15°, в каждом из которых закреплено 12-13 круглых режущих пластин диаметром 12 мм. Режущие пластины в каждом из ножей смещены в осевом и радиальном направлениях с целью воспроизведения требуемого профиля. Таким образом, конструкция каждого из 10 ножей фрезы и положение каждой из 126 режущих пластин индивидуальны.

Рис. 1. Фреза-аналог для обработки колесных пар локомотивов

Описанная выше технология восстановления профиля железнодорожных колес имеет ряд существенных недостатков. Один из них связан с круглой формой режущих пластин, которая неизбежно вызывает отклонения от требуемого профиля колеса. Так, при смещении режущих пластин радиусом r = 6 мм в осевом направлении на h = 2 мм относительно друг друга расчетное отклонение Дпр режущих кромок от прямолинейного профиля, оцениваемое по формуле Чебышева, даже без учета влияния наклона режущих кромок под углом X, составит:

Дпр « к2 / (8r)« 0,08 мм. (1)

Однако координаты точек на профиле колеса заданы с точностью 0,01 мм. Отклонения от профиля, связанные с формой режущих пластин, непосредственно скажутся и на увеличении шероховатости обработанной поверхности. Точность восстановленного профиля составляет 0,2-0,5 мм. Шероховатость поверхности катания Ra составляет 10. Радиальное биение бандажей по кругу катания доходит до 0,5 мм [6].

В связи с увеличением скоростей железнодорожного транспорта к точности восстанавливаемого фрезерованием профиля предъявляются все более высокие требования, а совершенствование технологии фрезерования и конструкции фрезы с целью обеспечения требуемого уровня неравномерности фрезерования и биения профиля является актуальной задачей.

37

2 Принятая конструкция фрезы и способ фрезерования

В качестве режущего элемента фрезы для обработки поверхности катания и фаски используется стандартная режущая пластина с шестью прямолинейными режущими кромками, каждая из которых имеет длину 12 мм. Для обработки поверхности гребня применяются аналогичные по конструкции режущие пластины со специально заточенными криволинейными режущими кромками, соответствующими обрабатываемому профилю колеса. Число элементарных интервалов профиля колеса, обрабатываемых идентичными режущими зубьями, принято равным 16, число зубьев на каждом из элементарных интервалов принято равным 3, общее число зубьев фрезы равно 48 (рис. 2).

а) R б)

Рис. 2. Схема фрезерования профиля колеса с числом режущих зубьев в рабочей плоскости Zx = 4: а - вид в рабочей плоскости, перпендикулярной осям вращения фрезы и колеса; б - сечение срезаемого слоя в рабочей плоскости; в - расположение режущих кромок на развертке в плоскости резания; г - профиль обрабатываемого колеса в осевом сечении

38

Конструктивно фасонная фреза для восстановления профиля колеса может быть представлена в виде совокупности 8 фасонных дисковых фрез, причем соседние фрезы смещены относительно друг друга на угол 0z = 7,5°. Каждая из этих дисковых фрез имеет по шесть расположенных через 60° резцовых вставок с механически закрепляемыми режущими пластинами, обрабатывающих соответственно два соседних элементарных участка профиля колеса.

С целью обеспечения виброустойчивости приняты следующие соотношения между углом контакта 0м и углом 0z между соседними зубьями: 20z < 0м< < 30z [8]. При этом действительное число зубьев Z находящихся в пределах угла контакта 0м, равно 2 в случае, если 0. > (0м - 20z + 0z1), или 3, если 0. < (0м -- 20z + 0z1), где 0. - текущий угол контакта первого зуба; 0z1 - изменение угла контакта в пределах одного зуба.

Согласование направления режущих кромок пластин с теоретическим профилем колеса обеспечивается конструктивно, путем соответствующего расположения резцовой вставки с закрепленной на ней режущей пластиной в корпусе фрезы.

В принятом варианте конструкции фрезы, в отличие от фрезы-аналога, представленной на рис. 1, каждый элементарный участок профиля колеса обрабатывается не одной режущей пластиной, а последовательно тремя зубьями за один оборот фрезы. Это увеличивает надежность и производительность фрезы.

2 Аналитическое определение сил и температур при фрезеровании

Использование для определения максимального угла контакта нижеприведенной формулы, справедливой для фрезерования плоских поверхностей, при обработке колес приводит к погрешности около 10 % [7]:

Согласно схеме (см. рис. 2), максимальный угол контакта фрезы с обрабатываемым колесом определяется формулой:

Для обоснования решений о диаметральных размерах фрезы и угле наклона режущих кромок X необходимо смоделировать колебания радиальной силы Pv (рис. 3).

(2)

39

б)

Рис. 3. Схема приращений сил на участке винтового зуба цилиндрической фрезы при встречном фрезеровании:

а - в плоскости резания; б - в основной плоскости; в - в плоскости стружкообразования; г - в рабочей плоскости; д - на развертке поверхности резания

В связи с тем, что режущие кромки могут быть наклонены по отношению к основной плоскости под углом X, а также с тем, что в контакте с обрабатываемым колесом одновременно могут находиться несколько режущих зубьев, расположенных под различными углами контакта, в настоящей работе предварительно рассматриваются не сами силы, а только их приращения, относящиеся к небольшому приращению длины режущей кромки A и соответствующие конкретному значению угла контакта 0 (рис. 3, г).

40

Еще одна особенность принятой схематизации заключается в выборе двух подвижных систем координатных осей: ц, v, Е, ц0, v0, Е0, связанных с зубом фрезы и одной неподвижной: V, H, W, связанной со станком.

Оси ц и Е расположены в плоскости резания (рис. 3, а), причем ось ц направлена вдоль режущей кромки, а ось Е ей перпендикулярна. Ось v перпендикулярна плоскости резания. Систему координат ц0, v0, Е0 получим путем поворота системы координат ц, v, Е на угол наклона режущей кромки X вокруг оси v, в результате чего ось Е0 совпадет по направлению с вектором скорости резания, а ось ц0 - с направлением оси вращения фрезы. Оси v и v0 совпадают друг с другом. При этом приращения сил на передней поверхности ARv и ARv0 равны друг другу.

Приращение силы AR^ на передней поверхности вычисляется, как и при точении, по известной удельной силе К^, действительному пределу прочности при растяжении Sb, толщине срезаемого слоя а и приращению ширины среза Ab:

AR4 = K4SbaAb, a = sz sin 0 cos X, Ab = D—1— Д0, sz = Sm , s s 2 sin X n x z

где D - диаметр фрезы; z - число зубьев фрезы; n - частота вращения фрезы; ям, sz - минутная подача и подача на зуб.

Приращения осевой ARp0 и окружной (тангенциальной) AR^0 сил определяются как проекции AR^ на нормаль к скорости резания и на направление скорости резания соответственно:

AR^0 = AR^ sin X, AR^0 = AR^ cos X.

При этом приращения сил на задней поверхности AF и AN1 совпадают по направлению с осями Е0 и v0 (рис. 3, а, б). В связи с этим в рабочей плоскости (рис. 3, г) могут быть показаны приращения APE0 и APv0, включающие приращения сил на передней и задней поверхностях зуба фрезы:

(

AP

4 о

cos2X

K4 SbSz '

4 sin X

sin 0 + ^.1а bh3 —

1

л

sin X

D A0; 2

APvо = (KvSbSz sin 0 + ^bh3)D ctgXA0.

Приращение крутящего момента AМкр соответственно будет:

D 3

AM кр =AP40 Т10-3.

41

Проектируя приращения сил AP^0 и APv0 на технологическую ось V,

v0

получим:

APV = 1 1 Co <3- N

где Kv =

K5 =

2 1

Sbsz (—K5 sin 0 + Kv sin 0 cos 0) + obh3---

cos X

qFc1 Z - sin у т Z +1/ Z — 2 sin у

(cos 0 —p1 sin 0)

D

x — ctgXA0,

SbaZ cos у Sb

cos у

■tgy,

т Z +1 / Z — 2 sin y qFc1 „

+ —— - удельные силы на передней поверхно-

Sb cos y SbaZ

сти режущего лезвия.

Средние касательные напряжения т и qF определялись с учетом взаимосвязи тепловых и механических процессов по методике, описанной в [8]. Пример распределения касательных напряжений по передней и задней поверхностях представлен на рис. 4.

а)

Длина контакта стружки с передней поверхностью

б)

Координата задних поверхностей

Рис. 4. Распределение касательных напряжений по передней (а) и задней поверхностям (б) режущего лезвия фрезы D = 160 мм при фрезеровании стали твердостью 2850 HB (S = 0,8 мм, v = 40 м/мин, лфр = 80 об./мин, у = 10°, X = 20°, Z = 48, e = 4 мм)

Интегрируя приращения силы АРу по активной (т. е. срезающей в данный момент времени стружку) длине i-го зуба, найдем проекции сил фрезерования на технологические оси и крутящий момент на фрезе от этого зуба:

Р = 2 Sb • Sz

f

—K cos X

^ 1 sin 20 — sin 20, Д

1------

V

V

0—0

+1K

^cos20lv — cos20^

x

D

(0 —0) ctgX

+ abh3

D

(0—01i) ctgX

0—0

x

У У

cos X

sin 0 —sin 01 0 — 0

■ + Pr

cos 0 — cos 0

0—0

42

3 Моделирование процесса фрезерования

Как показали расчеты, колебания силы PV при изменении диаметра фрезы в пределах от 100 до 190 мм не превышают 3 кН и, следовательно, при жесткости технологической системы J = 30 кН/мм вызовут отклонения, не превышающие 0,1 мм (рис. 5).

а)

>

Рч

СЗ

4

5

о

15

10

штттт

0 4—ь 0,001

0,053 0,104 0,155

Время, с

б)

20 ^ 15

й 10

4

5

о 5

0,002

Время, с

в)

1---1---1---1--г

0,058 0,115 0,17

ттттт

0,002 0,176 0,149 Время, с

5

Рис. 5. Влияние диаметра фрезы на колебания силы PV при фрезеровании колесной стали (стали 60) 2850 HB, Z = 48, D = 160 мм, e = 4 мм, Из = 0,6 мм: а - D = 190 мм; б - D = 160 мм; в - D = 100 мм

Увеличение угла наклона режущих кромок X от 0 до 20° уменьшает колебания силы PV (рис. 6). Дальнейшее увеличение угла наклона режущей кромки ограничивается длиной режущей кромки стандартной режущей пластины, равной 12 мм.

а)

Время, с

б)

20 ■

Ъ 15 ■ £

й 10 ■

4

5

о 5 ■

0

0,002

Время, с

в)

20

^ 15

£

й 10

4

5

о 5

—I---1---1--1--1—

0,058 0,115 0,17

0

0,002

—I---1---1--1---г-

0,058 0,115 0,17

Время, с

Рис. 6. Влияние угла наклона режущих кромок на колебания силы PV при фрезеровании колесной стали (стали 60) 2850 HB, Z = 48, D = 160 мм, e = 4 мм:

а - X = 0°; б - X = 10°; в - X = 20°

Изменение глубины врезания e (снимаемого припуска) влияет на колебания силы PV в пределах, допускаемых технологическими требованиями на отклонение профиля (рис. 7).

43

а)

б)

20

§

s

О

15

10

0

-т

-т

-т

0,002 0,065 0,128 0,191 Время, с

25

S 20

£ 15

I 10

° 5

0

шшттт

-+-

1—I—I—

0,003 0,095 0,188 Время, с

Рис. 7. Влияние глубины врезания (снимаемого припуска) на колебания силы Pv: а - е = 3,2 мм; б - е = 6,8 мм (прочие условия те же, что на рис. 6)

5

Расчет и моделирование изменений температур на передней и задней поверхностях режущего лезвия осуществлялись по методике, описанной в [8, 9]. Распределение температур по передней и задней поверхностям режущего лезвия показано на рис. 8. Температуры передней и задней поверхностей достигали максимума при наибольшей толщине срезаемого слоя, т. е. при 0^. = 0м. Максимальные температуры передней поверхности 930-950 °С и максимальные температуры задней поверхности 770-800 °С достигались при наибольшей толщине срезаемого слоя a = 0,22 мм, подаче на зуб sz = 0,8 мм, скорости резания 40 м/мин (Пфр = 80 об./мин), минутной (круговой) подаче колеса su = 200 мм/мин, что при диаметре колеса 1050 мм соответствовало пк = 0,06 об./мин. Машинное время обработки колесной пары составило около 17 мин.

а)

Длина контакта, мм

б)

Координата задних поверхностей, мм

Рис. 8. Распределение температур по передней (а) и задней поверхностям (б) режущего лезвия фрезы (условия те же, что на рис. 4)

Таким образом, моделирование процесса фрезерования профиля железнодорожного колеса, выполненное на основе термомеханического подхода и принятой схематизации расчета сил и температур фрезерования, позволяет

44

теоретически определить рациональные геометрические и конструктивные параметры фрезы и режима резания. Реализующая описанные принципы программа для расчета процесса фрезерования учитывает и влияние твердости обрабатываемого колеса.

В частности, при увеличении твердости колеса до HB = 3600 МПа при той же подаче на зуб sz = 0,8 мм скорость резания должна быть уменьшена до 25 м/мин (Ифр = 50 об./мин), минутная подача su = 120 мм/мин (пк = = 0,04 об./мин). При этом машинное время обработки колесной пары составит 25 мин.

Выводы

Введение бандажей повышенной твердости (марка 4, ГОСТ 398-2010) требует совершенствования технологического процесса восстановления поверхности катания колесных пар.

Предложена конструкция фрезы для восстановления поверхности катания бандажей, с использованием стандартных режущих пластин с шестью прямолинейными режущими кромками и пластин с фасонным профилем. Геометрические параметры новой фрезы определяют большую точность получаемой после обработки поверхности.

Для рекомендованной конструкции фрезы на основе термомеханического подхода предложена методика расчета основных характеристик процесса восстановления поверхности катания бандажей. Расчетная модель учитывает геометрию и свойства обрабатываемого бандажа, параметры используемого режима резания и позволяет рассчитывать температуры передней и задней поверхностей зубьев фрезы, составляющие сил резания, крутящий момент и мощность фрезерования.

Библиографический список

1. Обеспечение работоспособности цельнокатаных колес повышенной твердости, поступающих в ремонт с термомеханическими повреждениями / А. В. Обрывалин : дис. ... канд. техн. наук : 05.22.07. - Омск, 2010. - 145 с.

2. ГОСТ 398-96. Бандажи из углеродистой стали для подвижного состава железных дорог широкой колей и метрополитена. - М., 1996.

3. ГОСТ 398-2010. Бандажи из углеродистой стали для подвижного состава железных дорог широкой колей и метрополитена. - М., 2010.

4. Локомотивные бандажи марки 4 / А. В. Сухов, Г. И. Брюнчуков, В. В. Тимофеев // Железнодорожный транспорт. - 2012. - № 2. - С. 58-65.

5. Бандажи тягового подвижного состава повышенной эксплуатационной стойкости / Г. И. Брюнчуков : дис. ... канд. техн. наук : 05.16.01. - М., 2007. - 161 с.

45

6. Технология обточки железнодорожных колесных пар без выкатки / В. А. Аксенов, Л. А. Полиновский, Г. И. Смагин. - Новосибирск : Изд-во Сибирского гос. ун-та путей сообщения, 2006. - 122 с.

7. Расчет сил и моделирование процессов фрезерования сталей торцовыми и цилиндрическими фрезами на основе термомеханического подхода / В. С. Кушнер, О. Ю. Бургонова // Омский научный вестник. - 2008. - Вып. 4 (73). - С. 48-53.

8. Резание материалов: Термомеханический подход к системе взаимосвязей при резании / С. А. Васин, А. С. Верещака, В. С. Кушнер. - М. : Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2001. - 448 с.

9. Влияние неравномерности фрезерования и температур на поверхностях режущих лезвий на рациональные параметры фрезы и режима резания / В. С. Кушнер, О. Ю. Бургонова, А. А. Воробьев // Омский научный вестник. - 2010. - С. 128-135.

© Кушнер В. С., Бургонова О. Ю., Иванов И. А., Терехов П. М., 2013

46