CC BY
95
УДК 629.4.027.4
И. А. Иванов, А. А. Воробьев, Д. А. Потахов, П. М. Терехов
Петербургский государственный университет путей сообщения Императора Александра I
ТЕПЛОВАЯ НАГРУЗКА НА ПОВЕРХНОСТЯХ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА ПРИ ОБРАБОТКЕ КОЛЕС РАЗЛИЧНОЙ ТВЕРДОСТИ
Проведена оценка температур на контактных поверхностях режущего инструмента в процессе восстановления профиля поверхности катания колесной пары при различных значениях твердости колеса и геометрии резца. В основу исследования положен термомеханический подход, учитывающий изменение свойств обрабатываемого материала при высоком уровне скорости деформации, изменяющихся деформациях и температурах, характерных для процесса обточки. Определены пути снижения тепловой напряженности призматических пластин из твердого сплава Т 14К8 с различной геометрией режущей части, применяемых в режущем инструменте при ремонте колес подвижного состава.
термомеханика резания, колесная пара, режущий инструмент, температура, твердость.
Введение
В процессе эксплуатации подвижного состава происходят износ и повреждение его ходовых частей, в частности профиля поверхности катания колесных пар, что обусловлено постоянным контактом колеса с рельсом в процессе движения [1]. Срок службы колесных пар рельсовых экипажей определяется интенсивностью их износа до наступления предельного проката по гребню и (или) поверхности катания. Изношенный профиль поверхности катания периодически восстанавливается механической обработкой с применением режущего инструмента, оснащенного твердым сплавом, что связано как с экономическими требованиями, так и требованиями безопасности грузопассажирских перевозок [2] - [6].
Потребность железных дорог России в твердых сплавах составляет более 30 тонн в год и неуклонно растет. Большой объем восстанавливаемых ремонтными предприятиями колесных пар, низкая стойкость и возрастающая стоимость режущего инструмента требуют значительных материальных затрат.
Для повышения эффективности работы инструмента требуется оценка температур процесса восстановления колеса на контактных поверхностях режущего инструмента, что и является целью данной работы.
84
1 Основные положения термомеханического подхода
При восстановлении профиля катания колесных пар обточкой возникающие на поверхностях режущего инструмента температуры определяют его работоспособность и ограничивают производительность обработки [7]. Принято выделять температуру передней и задней поверхностей инструмента, которые характеризуют температуру резания, определяющую в свою очередь общую тепловую нагрузку и прочность инструментального материала. Расчету температур в режущем инструменте посвящен целый ряд методик [7], [8], однако они не учитывают нелинейности зависимостей параметров износа инструмента от пути резания, различной роли процессов изнашивания передней и задней поверхностей инструмента при изменении условий резания, в частности влияния разупрочнения материала, обусловленного уменьшением предела текучести при повышении температуры. Выбор уравнений, описывающих изменение механических свойств материалов в процессе пластической деформации, во многих случаях представляет собой одну из основных проблем физики твердого тела.
В основу данной работы для определения температур на рабочих поверхностях режущего инструмента при восстановлении профиля колеса положен термомеханический подход [9], учитывающий изменение свойств обрабатываемого материала при высоком уровне скорости деформации, изменяющихся деформациях и температурах, характерных для процесса восстановления. При расчете температур на рабочих поверхностях инструмента решалось дифференциальное уравнение теплопроводности, вытекающее из закона сохранения количества тепловой энергии и основного закона теплопроводности (закона Фурье):
дТ ( д 2Т д 2Т д 2Т ^
= ю 1 ~ +
дх v дх2 ду2 дz2 у
(1)
где Т = Т (х, у, z, т) - температура точки с координатами х, у, z в момент времени т; ю - коэффициент температуропроводности обрабатываемого материала.
Использовались граничные условия всех четырех видов [9]:
1) I рода, когда задана температура поверхности тела в функции времени;
2) II рода, когда задана плотность теплового потока на поверхности тела в функции времени;
3) III рода, когда задан закон теплообмена между поверхностью тела и окружающей средой;
85
4) IV рода, когда заданы условия теплообмена на поверхности раздела с другим твердым телом в предположении идеального теплового контакта.
При этом определяющими являются граничные условия со стороны передней и задней поверхностей инструмента, контактирующих с колесом и стружкой.
Определяющие уравнения для идеально пластического и упрочняемого материалов могут рассматриваться как упрощенные частные случаи более общего определяющего уравнения [9], отражающего влияние на предел текучести и деформации, и скорости деформации, и температуры.
В качестве обобщенного определяющего уравнения принималась функция вида [9]:
( • ^
( \ m
s s
•
о СО Р _
О Э
■ exp (- BAT'),
(2)
где т0 - предел текучести в условиях, принятых за базовые; е0 - деформация; (ds/dt)0 - скорость деформации; AT' = T - T0 - приращение гомологической температуры (T = 0/T^, T0 = 273/T^; ©д - температура деформации).
При допущении о постоянстве скорости деформации два последних сомножителя определяющего уравнения (2) линейно зависимы и оно может быть представлено в виде [9]:
х
— = ЛКег; exp (-BxAT '), (3)
Sb
где т - предел текучести; Sb - действительный предел прочности; Ке и Вт -эмпирические константы, характеризующие влияние скорости деформации и температуры на предел текучести; m - показатель деформационного упроч-
нения; ер - деформация; A
л/31и (1 + s z)
коэффициент, вычисля-
емый через линейную конечную деформацию sz = 5/100 и показатель деформационного упрочнения m; 5 - относительное удлинение при растяжении.
Теплофизические свойства обрабатываемого материала характеризуются коэффициентами удельной объемной теплоемкости Су, температуропроводности ю, абсолютной температурой плавления Г начальной температурой 0 пределом текучести q и относительным пределом текучести q00, характеризующими интервал изменения температуры, на котором материал
медленно разупрочняется (В = 0,3) в отличие от интервала, на котором ма-
q
териал упрочняется быстро (В = 1) [9]:
q
86
q
%
1 -
qeo
1 - qeo
V qo
T f t f
J
T0- TC
e<eo;
V
1 - T—i
1 - TJ j
\Bq
e>e
o
(4)
Геометрия режущего лезвия характеризуется передним углом у, передним углом у на участке упрочняющей фаски, углом ф в плане прямолинейной режущей кромки или наибольшим углом в плане на участке криволинейной кромки радиуса г, радиусом закругления вершины резца в плане г, углом наклона режущей кромки X, шириной упрочняющей фаски f, шириной фаски износа задней поверхности h3. Коэффициент укорочения передней поверхности K принимается равным 1 при полной передней поверхности (полной длине контакта) или 0,75 при стабилизирующей фаске [9].
Температура передней поверхности инструмента определена результатом действия двух быстродвижущихся источников теплоты, один из которых равномерно распределен в зоне стружкообразования, другой расположен на поверхности контакта инструмента со стружкой.
С учетом температуры деформации, полученной стружкой в зоне стружкообразования, средняя температура передней поверхности может быть определена по формуле [9]:
en
(5)
где 4
Su
СуТпл
- безразмерный комплекс; £ - усадка стружки; K - поправоч-
ный коэффициент, учитывающий уменьшение плотности теплового потока в зоне стружкообразования за счет оттока тепла от условной плоскости сдвига в колесо, K = 0,44; а - поправочный коэффициент, учитывающий влияние температуры на предел текучести, а = 0,66 для диапазона изменения средней температуры 800-1000 °C; Pe - критерий Пекле.
Температура задней поверхности инструмента определена результатом действия трех источников теплоты: зоны стружкообразования, застойной пластической области h1 и фаски износа h3. В том случае, когда на передней поверхности режущего лезвия имеется упрочняющая фаска, высота застойной зоны увеличивается на величину участка h2 = fy (tgy - tgyу) [9].
Средняя температура задней поверхности может быть определена по формуле [9]:
87
(6)
-i h +h3
0з = — J 03(h~)dh
h3 hj
3 A%Ti
пл
i
h
Hn
1+h
. h3 J
h ( i Л h_ 3
H 0 l h3
2
3
А) ЯсАпл
1 _
. Я0,
h
H
?
где A)
vH)
безразмерный комплекс; v - скорость резания; H0 =
= 110-3 м; hj « 0,3a - высота застойной зоны (а - толщина, срезаемого слоя).
После чего определена температура резания 0р как средняя температура на всех контактных поверхностях инструмента со стружкой и колесом:
0
р
0п • п + 0з • h3
с + h3
где с - длина контакта стружки с инструментом.
(7)
2 Определение теплового состояния режущего инструмента
В процессе исследования получены данные по тепловому состоянию призматических пластин из твердого сплава Т14К8 с различной геометрией режущей части, применяемых в режущем инструменте при ремонте колес. Инструмент имел следующую геометрию заточки: у = 10°, ф = 75°, 60°, 30°, а = 6°, радиус при вершине инструмента r = 4 10-3 м. Теплофизические и физико-механические характеристики инструментального и обрабатываемых материалов приведены в ГОСТах и работах [10] - [12]; были приняты CV= = 5 МДж/(м3К), ю = 0,000007 м2/^ Температуру окружающей среды принимаем равной 300 К. Подача принималась исходя из обеспечения требуемой шероховатости обработанной поверхности (Rz = 40 мкм), заданного радиуса при вершине резца и для всех вариантов расчета составила s = 1,1 мм/об.
Соотношение твердости HB (МПа) по Бринеллю и предела прочности при растяжении оВ (МПа) рассчитывалось по эмпирической формуле [12]:
HB
ab * — + 3°. (8)
В результате на основании расчетов были получены графические зависимости влияния скорости на температуру резания при различных глуби -нах резания в 3, 5, 7, 9, 11 и 13 мм для марок колесной стали твердостью HB
88
в 2550, 3000 и 3200 МПа. Влияние скорости резания на температуру резания отображается в виде восходящей выпуклой кривой (рис. 1). Как с увеличением скорости резания, так и с ростом твердости колесной стали значение температуры резания увеличивается. Например, для стали с твердостью в 255 HB при резании со скоростью v = 20 м/мин на глубине t = 5 мм температура составит 0р = 716 °C, а для 320 HB - 0р = 808 °C. Некоторые результаты расчетов сведены в таблицу 1.
—Ф— 2550 МПа 3000 МПа 3200 МПа
Рис. 1. Влияние скорости резания на температуру резания для марок стали различной твердости при ф = 75°, у = 10°, у = 0°, s = 1,1 мм/об, t = 5 мм
ТАБЛИЦА 1. Влияние глубины резания на температуру резания для различных марок стали при ф = 75°, у = 10°, у = 0°, s = 1,1 мм/об
Скорость резания v, м/мин Температура резания 0р , °C
255 HB, глубина резания t, мм 300 HB, глубина резания t, мм 320 HB, глубина резания t, мм
5 7 9 5 7 9 5 7 9
5 496 503 506 559 567 570 585 592 595
10 602 609 612 666 673 676 691 698 701
20 716 724 727 782 789 792 808 816 819
25 755 763 766 823 831 834 852 860 862
35 820 828 831 905 913 917 941 948 951
89
Как видно из таблицы 1, изменение глубины резания мало влияет на температуру резания для каждой конкретной скорости и одной марки стали, причем с ростом глубины температура незначительно увеличивается, и этот прирост невысок как при низких, так и при высоких значениях скорости и твердости. Аналогичная картина прослеживается и для температур передней и задней поверхностей инструмента. В результате чего в дальнейшем полагаем, что полученные значения тепловой нагрузки для глубины резания t = 5 мм с приемлемой точностью удовлетворяют и глубинам в 3, 7, 9, 11, 13 мм для соответствующей скорости и конкретной марки колесной стали.
Влияние упрочняющей фаски на температуры на контактных поверхностях инструмента для различных значений скорости резания имеет вид выпуклых кривых (рис. 2), при этом температура задней поверхности растет быстрее, чем температура передней поверхности.
1 - задней поверхности, yf
2 - передней поверхности, у^
0 -ж-----5 -•---10
1000
900
О 800
°«Г 700
р 600
| 500
В 400 н
300 200 100 0
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Скорость резания, м/мин
Рис. 2. Влияние упрочняющей фаски на температуры передней и задней поверхностей инструмента для стали твердостью 255 HB при ф = 75°, у = 10°
Медленный рост температуры передней поверхности связывают с разупрочнением обрабатываемого материала при повышении температуры. Изменение угла упрочняющей фаски не оказывает заметного влияния на температуру передней поверхности в отличие от температуры задней, где наблюдается ее рост при увеличении отрицательного угла. Причем этот рост на высоких скоростях тем скачкообразнее, чем выше твердость колеса (рис. 2-4). В целом определяющую роль на температуру резания оказывает температура передней поверхности, так как она к ней не только численно близка, но и имеет более похожий наклон кривой.
90
1000 900 О 800 ° 700
600 500
1 - задней поверхности, у ^ 0
2 - передней поверхности, у, х 0
ей
Он
&
Он
к
С
К
н
-5
-5
400
300
200
100
0
10 15 20 25 30
Скорость резания, м/мин
-10
-10
2 .
7\
35
40
Рис. 3. Влияние упрочняющей фаски на температуры передней и задней поверхностей инструмента для стали твердостью 300 HB при ф = 75°, у = 10°
0
5
О
О
Он
&
Он
о
с
%
о
Н
1 - задней поверхности, у,
2 - передней поверхности, у,
0
0
-5
-5
-10
-10
1100
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
0
2\
1 ^
10 15 20 25 30
Скорость резания, м/мин
35
40
Рис. 4. Влияние упрочняющей фаски на температуры передней и задней поверхностей инструмента для стали твердостью 320 HB при ф = 75°, у = 10°
0
5
Так, например, для стали с твердостью 255 HB при резании со скоростью v = 20 м/мин, глубиной t = 5 мм при угле упрочняющей фаски у, = 0° температура резания 0 = 716 °C, передней поверхности 0п = 786 °C, задней поверхности 0з = 476 °C, при у = -5° минус 0 = 723 °C, 0з = 504 °C, а при у, = -10° - 0р = 730 °C, 0з = 530 °C (табл. 2). р з
91
ТАБЛИЦА 2. Влияние угла упрочняющей фаски режущего инструмента на температуры контактных поверхностей инструмента для стали 255 HB
при ф = 75°, у = 10°
Скорость резания v, м/мин Температура 9, °С
о О II о 1 II II 1 о О
9 п.п 9 Р 9 з.п 9 п.п 9 р 9 з.п 9 п.п 9 р 9 з. п.
5 584 496 201 584 501 221 584 506 241
10 683 602 325 683 608 348 683 614 371
20 786 716 476 786 723 504 786 730 530
25 821 755 531 821 763 560 821 769 588
35 878 820 620 878 828 652 878 836 685
Примечание. Индексы температуры 9: п.п - передней поверхности; р - резания; з.п - задней поверхности.
ТАБЛИЦА 3. Влияние угла упрочняющей фаски режущего инструмента на температуры контактных поверхностей инструмента для стали 300 HB
при ф = 75°, у = 10°
Скорость резания v, м/мин Температура 9, °C
о О II о О II о О II
9 п.п 9 р 9 з. п. 9 п.п 9 р 9 з.п 9 п.п 9 р 9 з.п
5 651 559 253 651 565 275 651 570 296
10 748 666 388 748 672 413 748 678 437
20 849 782 552 849 789 581 849 796 609
25 886 823 612 886 831 643 886 839 672
35 952 905 743 952 917 791 952 951 930
ТАБЛИЦА 4. Влияние угла упрочняющей фаски режущего инструмента на температуры контактных поверхностей инструмента для стали 320 HB
при ф = 75°, y = 10°
Скорость резания v, м/мин Температура 9, °C
о О II о О II о О II
9 п.п 9 р 9 з.п 9 п.п 9 р 9 з.п 9 п.п 9 р 9 з.п
5 678 585 275 665 556 252 588 431 176
10 774 691 414 761 663 389 680 537 302
20 875 808 584 861 780 559 776 660 469
25 913 852 646 896 823 621 807 704 532
35 986 941 787 959 906 760 856 781 653
92
Влияние главного угла в плане режущего инструмента на температуры для различных скоростей имеет вид выпуклых кривых (рис. 5, 6). При уменьшении угла температура существенно падает, как в частности передней и задней поверхностей, так и в целом температура резания. Так, например, для стали
Значения
угла ф ♦ 75 ■ 60 А 30
Рис. 5. Влияние главного угла в плане на температуру резания для стали твердостью 320 HB при у =10°, у = 0°
1000 900 О 800 ° 700
600 500 400 300 200 100 0
ОЗ
Он
&
Он
о
С
%
о
Н
1 - задней поверхности, ф
2 - передней поверхности, ф
30
30
60
60
75
75
2\
1 \
/ \
10 15 20 25 30
Скорость резания, м/мин
35
40
0
5
Рис. 6. Влияние главного угла в плане на температуры контактных поверхностей для стали твердостью 320 HB при у = 10°, у = 0°
93
с твердостью в 320 HB при резании со скоростью v = 20 м/мин на глубину t = 5 мм при переднем угле у = 10°, у = 0° температура резания при ф = 75° составит 0р = 808 °C, при ф = 60° 0р = 780 °C, а при ф = 30° 0р = 660 °С (табл. 5).
ТАБЛИЦА 5. Влияние главного угла в плане режущего инструмента на температуры контактных поверхностей для стали 320 HB при у = 10°, у = 0°
Скорость резания v, м/мин Температура 0, °С
о Г'' II э- ф = 60° ф = 30°
0 п.п 0 Р 0 з.п 0 п.п 0 р 0 з.п 0 п.п 0 р 0 з.п
5 678 585 275 665 556 252 588 431 176
10 774 691 414 761 663 389 680 537 302
20 875 808 584 861 780 559 776 660 469
25 913 852 646 896 823 621 807 704 532
35 986 941 787 959 906 760 856 781 653
Заключение
Повышение твердости колесной стали ведет к повышению температур на контактных поверхностях инструмента и температуры резания. Повышение скорости ведет к тому же.
Работа на режимах, используемых для HB 250-280, при восстановлении профиля железнодорожных колес с HB 300-340 вызывает температуры, превышающие теплостойкость применяемых твердых сплавов.
Снижение температуры возможно за счет уменьшения толщины а срезаемого слоя, в частности за счет изменения угла ф в плане с 75 до 30°, а также за счет применения положительных передних углов.
Увеличение отрицательного угла наклона упрочняющей фаски у приводит к несущественному увеличению температуры задней поверхности и как следствие - температуры резания, возникающей при восстановлении профиля колеса.
Библиографический список
1. Восстановление профиля поверхности катания колесных пар / А. Ф. Богданов, И. А. Иванов, М. Ситаж ; под ред. И. А. Иванова. - СПб. : ПГУПС, 2000. - 128 с.
2. Эксплуатация и ремонт колесных пар вагонов / А. Ф. Богданов, В. Г. Чурсин. -М. : Транспорт, 1985. - 270 с.
94
3. Повышение работоспособности колес рельсового транспорта при ремонте технологическими методами / И. А. Иванов, С. В. Урушев, М. Ситаж, А. М. Будюкин ; под ред. И. А. Иванова. - СПб. : ПГУПС, 1995. - 124 с.
4. Использование на подвижном составе колесных пар повышенной твердости / Д. А. Потахов // Известия ПГУПС. - 2013. - № 1 (34). - С. 139-147.
5. Анализ методов восстановления профиля катания колесных пар / А. А. Воробьев, И. А. Иванов, Д. П. Кононов, А. С. Тарапанов // Вестник ВНИИЖТ. - 2011. - № 3. -С. 34-38.
6. Износ рельсов и колес подвижного состава / А. И. Андреев, К. Л. Комаров, Н. И. Карпущенко // Железнодорожный транспорт. - 1997. - № 7. - C. 31-36.
7. Оптимизация процессов резания / А. Д. Макаров. - М. : Машиностроение, 1976. - 278 с.
8. Метод подобия при резании материалов / С. С. Силин. - М. : Машиностроение, 1979. - 152 с.
9. Резание материалов / А. С. Верещака, В. С. Кушнер. - М. : Высшая школа, 2009. - 535 с.
10. Теплофизический анализ процесса восстановления профиля поверхности катания колесных пар / Д. А. Потахов // Вестник ВНИИЖТ. - 2013. - № 3. - C. 11-16.
11. Теплофизические свойства материалов : справочное руководство. - М. : Гос. изд-во физ.-мат. лит-ры, 1959. - 356 с.
12. Ресурс и ремонтопригодность колесных пар подвижного состава железных дорог: монография / А. А. Воробьев, С. И. Губенко, И. А. Иванов, В. Г. Кондратенко, Д. П. Кононов, А. М. Орлова // под ред. проф. И. А. Иванова. - М. : ИНФРА-М, 2011. -264 с.
© Иванов И. А., Воробьев А. А., Потахов Д. А., Терехов П. М., 2014
95
