Влияние неравномерности фрезерования и температур на поверхностях режущих лезвий на рациональные параметры фрезы и режима резания Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ МСТНИК №2 (90) 2010

УДК 421.9.02:620.178.14

В. С. КУШНЕР О. Ю. БУРГОНОВА Д. Д. ВОРОБЬЁВ

Омским государственный технический университет Петербургский государственный университет путей сообщения

ВЛИЯНИЕ НЕРАВНОМЕРНОСТИ ФРЕЗЕРОВАНИЯ И ТЕМПЕРАТУР НА ПОВЕРХНОСТЯХ РЕЖУЩИХ ЛЕЗВИЙ НА РАЦИОНАЛЬНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ФРЕЗЫ И РЕЖИМА РЕЗАНИЯ

Проанализировано влияние режима резания и конструктивных параметров фрезы на эффективность фрезерования профилей железнодорожных колес. Учтены технологические ограничения по шероховатости и отклонениям обработанной поверхности, а также физические ограничения по температурам, силам и неравномерности фрезерования. Даны рекомендации по назначению режимов резания и конструктивных параметров фрез.

Ключевые слова: фрезерование, силы резания при фрезеровании.

Фрезерование колесных нар позволяет восстанавливать профили изношенных колес, не снимая колесных пар с локомотива, т. е. без выкатки. Это является большим достоинством фрезерования.

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

Так, например, конструкция фрезы, представленной на рис. 1 [II, предусматривает 10 «ножей», наклоненных к основной плоскости иодуглом). = 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.

Описанная выше технология восстановления профиля железнодорожных колес имеет ряд сущес-твенных недостатков. Один из них связан с круглой формой режущих пластин, которая неизбежно вызывает отклонения от требуемого профиля колеса. Так, при смещении режущих пластин радиусом г=6 мм в осевом направлении на Л=2 мм относительно друг друга расчетное отклонение А1{р режущих кромок от прямолинейного профиля, оцениваемое по формуле Чебышева (1), даже без учета влияния наклона режущих кромок под углом 1 составит:

биение бандажей по кругу катания доходит АР 0,5 мм (2].

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

Принципиальная принятая схема конструкции

фрезы и способа фрезерования. В настоящей работе в качестве типичного 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

Апр «« А2 /(8г)» 0,08 лш.

(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 составляет0,2 — 0,5 мм. Шероховатость поверхности катания составляет Яа — 12. Радиальное

Рис. І. Фреза-аналог для обработки профиля железнодорожного колеса

І

Рис. 2. Схема фрезерования профиля колеса с числом режущих зубьев в рабочей плоскости 7.\ - 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

колеса. Число элементарных интервалов профиля колеса, обрабатываемых идентичными режущими зубьями, принято равным 16, число зубьев на каждом из элементарных интервалов равно принято равным 3, общее число зубьев фрезы равно 48 (рис. 2).

Конструктивно фасонная фреза для восстановления профиля колеса может быть представлена в виде совокупности 8 фасонных дисковых фрез, причем соседние фрезы смещены относительно друг друга наушп01=7,5’. Каждая из этих дисковых фрез имеет но шесть расположенных через 60* резцовых вставок с механически закрепляемыми режущими пластинами, обрабатывающих, соответственно, два соседних элемен тарных участка профиля колеса.

С целью обеспечения виброустойчивости приняты следующие соотношения между углом контак та 0М и углом 0, между соседними зубьями: 20: < вм < Ъв.. При этом действительное число зубьев 2 . находящихся в пределах угла контакта 0М равно 2 или 3:

\ 3 при <(ви - 29- +0Г|), [2 при 0]>(вм-202+в-.х\

(1)

где 0; - текущий угол контакта первого зуба, бж1 — изменение угла контакта в пределах первого 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 производитель!юсть фрезы.

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; д) на развертке поверхности резания

Использование для определения максимального угла контакта формулы (2), справедливой для фрезерования плоских поверхностей, при обработке колес приводит к погрешности около 10%.

I-

д

фр )

(2)

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

\0к+0фр-2еУ-0*+01

в.

2°фр{°к + °фр - 2е)

Для обоснования решений о диаметральных размерах фрезы и угле наклона режущих кромок X необходимо смоделировать колебания ради алы юй силы Ру (рис. 3).

В связи с тем, что режущие кромки могут быть наклонены по отношению к основной плоскости под углом а также с тем, что в контакте с обрабатываемым колесом одновременно может находится 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 ДI и соответствующие конкретному значению угла контакта 0 (рис. 3 г).

Еще одна особенность принятой схематизации заключается в выборе двух подвижных систем координа гных осей: ц, V, \х& связанных с зубом фрезы и одной неподвижной V, Н, \М, связанной со станком.

Оси |! и£ расположены в плоскости резания (рис. За), причем ось ц направлена вдоль режущей кромки, а ось £ ей перпендикулярна. Ось V перпендикулярна

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ИСТНИК *2 (*» 2010 МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИ НОВЕ ДЕНИС

МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕ<

плоскости резания. Систему координат ц,,, \0, $0 получим путем поворота системы координат ц, V, £ на угол наклона режущей кромки А. вокруг оси V, в результате чего ось совпадет по направлению с вектором скорости резания, а ось — с направлением оси вращения фрезы. Оси V и V,, совпадают друг с другом. При этом приращения сил на передней поверхности Д/?у и АИу0 равны друг другу.

Приращение силы ДЛ4 на передней поверхности вычисляется, как и при точении, по известной удельной силе К^, действительному пределу прочност и при растяжении 5^ толщине срезаемого слоя а и приращению ширины среза ДЬ:

Д/?£ = К^ьа Д6,

а = 5- БШ^СОБЛ'

£ 1

ДЬ =

2 sin Л

S AJ

Ав,

где О — диаметр фрезы, г — число зубьев фрезы, п — частота вращения фрезы, минутая подача

и подача на зуб.

Приращения осевой ДД^ и окружной (тангенциальной) ДК^, сил определя тся как проекции Д/^ на нормаль к скорости резания и на направление скорости резания, соответственно:

Д/?^0 = Д/?£ sin Л, AR40 — ДЛ.

cos Я.

При этом приращения сил на задней поверхности Д/7, и ДАТ, совпадают по направлению с осями и ч0 (рис. За,б). В связи с этим в рабочей плоскости (рис. Зг)

включающие приращения сил на передне поверхностях зуба фрезы:

задней

ДЛ

40

„ „ cos2 Л . л ,1

K(Shsz -sm 0 + /J\crbh3 —-

* біпЯ sm Л

D

АО,

APyQ *(KvSbSg sin0 + аьЬз)—а%Л AO.

Приращение крутящего соответственно, будет:

момента ДМ.

AM

кр

АР{0-\0

Проектируя приращения сил ДР^0 и АРw/ на технологическую ось V, получим:

д/V - s,n2 0~ KyimOcoiO)*

+ (Tffhj -l—(cos0 - //| sin 0)I ^ CtgAAff, соаЛ J 2

qFc\(-siny ff + l/£-2sinr где Ли = ~1--- ----------—----------------ЩУ .

Sb a £ cosy Sh cosy

Ke f £ + l/f-2siny , g 1

5/, cos/ $b aG

удельные силы на передней поверхности режущего лезвия.

Средние касательные напряжения х и qp определялись с учетом взаимосвязи тепловых и механических процессов по методике, описанной (2). Пример распределения касательных напряжений по

II

N

Ч

»300

иоо

до а гм с.4/7 э.вв!

«сотмпм < пмо41 г

OjOO сци 0.3D9 0.ЭГЭ

0-1

Рис. 4. Распределение касательных напряжений по передней (а) и задней поверхностям (О) режущего лезвия фрезы 0= 160 мм при фрезеровании стали твердостью 2850

НВ (Sg = 0,8 мм, у= 40 м/мин, Пфр = 80 об/мин, у= 10°,

Я.= 20°, 2=48, е= 4 мм»

шшшшд

15

ю

5 0

0.001 0 053 0,104 0.155 Время, с

о)

г'жшж

і ю-j----

g 5------

0,002 0,058 0.115 0.17 Время с

20 х 15

1 Ю

2 5 я ^

б)

0002 0.076 0 140

Время. С

•)

Рис. 5. Влияние диаметра фрезы на колебания силы Ру при фрезеровании колесной стали (стали 60) 285011В, 2=48, №160 мм, е=4мм, Иэ - 0,6 мм:а)Р=19Омм,б)0=1вОмм,в|О=1ООмм

20

20

X 15

х.

4 ю

2 5

20 X 15 £ 10 с 5

0,002 0.058 0.Н5 0,171

0,002 0 058 0.И5 0.17

0002 0.068 0.115 0.17 ор*мас

Рис. 0. Влияние угла наклона режущих кромок на колебания силы Рупри фрезеровании колесной стали (стали 60) 2850 НВ. 2=48.1>=160 мм. е=4 мм: а) Х=0°, б) Х=10°, в) Х=20°

передней и задней поверхностях представлен на рис. 4.

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

Как показали выполненные расчеты, колебания силы Ру, при изменении диаметра фрезы в пределах от 100 до 190 мм не превышают ЗкН и, следовательно, при жесткости технологической системы 7 = 30 кН/мм вызовут отклонения, не превышающие 0,1 мм (рис. 5) Увеличение угла наклона режущих кромок Хот0 до 20° уменьшает колебания силы Ру (рис. 6). Дальнейшее увеличение угла наклона режущей кромки ограничивается длиной режущей кромки стандартной режущей пластины, равной 12 мм.

Изменение глубины врезания е (снимаемого припуска) влияет на колебания силы Ру в пределах дрпускаемых технологическими требованиями на отклонение профиля (рис. 7).

Расчет и моделирование изменений температур на передней и задней поверхностях режущего лезвия осуществлялись по методике, описанной в (2]. Распределение температур по передней и задней

20 х 15 І Ю

И

і:

і:

тшттт

0,002 0.065 0.128 0.181 Врьмн.с

а)

0.003 0,095 0.188

Вромя.с

б)

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

/

/

ооо 0.1» о.гт ал? о,4Т о.м о.ы> о тя

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

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 НВ = 3600 МПа при той же подаче на зуб = 0,8 мм скорость резания должна быть уменьшена до 25 м/ мин (Лфр = 50 об/мин), минутная подача= 120 мм/ мин, (лж = 0,04 об/мин). При этом машинное время обработки колесной пары составит 25 мин.

Библиографический список

1. ЬХф’У/ www.technopolice.ru/ е1аЬогаиоп/га11ргот.Ыш1.

2.1Шр:// diasclloc.ru.

3. Васин, С. А. Резание материалов: Термомеханический подход к системе взаимосвязей при резании: учеб. для техн. вузов /С. А. Васин, А. С. Верещака, В.С Кушнер. - М.: Изд-во МГТУ им. И. Э. Баумана, 2001. — 448 с.

поверхностям режущего лезвия показано на рис. 8. Температуры передней и задней поверхностей достигали максимума при наибольшей толщине срезаемого слоя, т. е. при 0^= 0ДГ Максимальные температуры передней поверхности 930 — 950 "С, и максимальные температуры задней поверхности 770 — 800 *С достигались при наибольшей толщине срезаемого слоя а = 0,22 мм, подаче на зуб я, =0,8 мм, скорости резания 40 м/мин (л^ =80 об/мин), минутной (круговой) подаче колеса 5^=200 мм/мин, что при диаметре колеса 1050 мм соответствовало 0,06 об/мин. Машинное время обработки колесной пары составило около 17 мин.

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

КУШНЕР Валерий Семёнович, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой «Материаловедение и технология конструкционных материалов» Омского государственного технического университета.

Адрес для переписки: 644050, г. Омск, пр. Мира, 11. БУРГОНОВА Оксана Юрьевна, старший преподаватель ка(}х'Ары «Материаловедение и технология конструкционных материалов» Омского государственного технического университета.

Адрес для переписки: е-таіі: [email protected] ВОРОБЬЁВ Александр Алфеевич, кандидат техничес-ких наук, доцент кафедры «Технология металлов» Петербургского государственного университета путей сообщения.

Статья поступила в редакцию 03.03.2010 г.

© В.С. Куиінер, О. Ю. Бургонова, А.А. Воробьев

Книжная полка

УДК 532

Иванов, Г. Н. Гидравлика и теплотехника [Текст]: учеб. пособие / Г. Н. Иванов; Твер. гос. техн. ун-т. - 1-е изд. - Тверь: Изд-во ТГТУ, 2008. - 187 с.: рис. - Библиогр.: с. 185. -15 В N 978-5-7995-0434-2.

Экслибрис: (Штамп сиреневого цв. I Сибирский региональный конкурс на лучшую вузовскую книгу «Университетская книга»)

Кратко изложены основы теории подобия и принципы моделирования технологических процессов; основы гидравлики, тепло- и массонереноса; закономерности, методы расчета и выбора гидромеханических, тепло-и массообменных процессов и аппаратов.

УДК 55

Основы гидродинамического моделирования нефтяных и газовых месторождений [Текст]: учеб. пособие / *

Ю. А. Котенев [и др.]. - Уфа: Нефтегазовое дело, 2008. - 135 с.: рис., табл. - Библиогр.: с. 131-135. - 1ЬВК 5- I

7831-0377-2. |

Экслибрис: (Штамп сиреневого цв. 1 Сибирский региональный конкурс на лучшую вузовскую книгу 3 «Университетская книга»)

х

Данное учебное пособие выполнено в рамках Программы «Конкурс фантов компании ТНК-ВР для про- | фильных вузов РФ», профинансировано компанией ТНК-ВР.

Пособие предназначено для студентов и аспирантов, обучающихся по специальности «Геология нефти и газа». |

ка

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВІСТНИК Н* 2 (90) 2010