Формы режущего инструмента для обточки железнодорожных колес на основе оценки прочности при температурно-силовом воздействии Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 629.4.027.4

Ан. А. КРУТЬКО Ал. А. КРУТЬКО А. А. ВОРОБЬЕВ Д. А. ПОТАХОВ

Омский государственный технический университет

Петербургский государственный университет путей сообщения Императора Александра I

ГУП «Петербургский метрополитен»

ОПТИМИЗАЦИЯ

ФОРМЫ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ ОБТОЧКИ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫХ КОЛЕС НА ОСНОВЕ ОЦЕНКИ ПРОЧНОСТИ ПРИ ТЕМПЕРАТУРНО-СИЛОВОМ ВОЗДЕЙСТВИИ_

Учтены изменения физико-механических свойств инструментального материала под действием температурного поля и различные законы распределения нагрузок на контактных поверхностях инструмента, приводящие не только к упругим, но и к пластическим деформациям твердого сплава. Разработана оптимальная геометрия режущего инструмента, обеспечивающая наименьшие напряжения в теле пластины при обточке колес с учетом температурно-силового воздействия.

Ключевые слова: железнодорожное колесо, режущий инструмент, температура, напряжения, запас прочности.

Токарная обработка профиля железнодорожного колеса сопровождается значительными колебаниями припуска и твердости, что в сочетании с высокими режимами резания, вызывает изменение темпера-турно-силовых нагрузок в широких пределах [1]. Все это в совокупности отрицательно влияет на режущий инструмент, оборудование и в целом на производительность процесса токарной обработки.

Одним из направлений совершенствования технологического процесса восстановления колесных пар является обеспечение надежности и износостойкости твердосплавного инструмента.

Практика эксплуатации режущего инструмента показывает, что нередко инструмент выходит из строя при сравнительно небольших нагрузках, возникающих в процессе обточки профиля железнодорожного колеса. Обычно это связывают с усталостью твердого сплава и его износом, однако во многих случаях помимо усталостного разрушения именно тепловые нагрузки определяют его прочность и износостойкость. Учитывая этот факт, модель для оценки напряженного состояния в режущей пластине [1, с. 142] дополнена температурными нагрузками на контактных поверхностях режущего инструмента. Температуры, возникающие при восстановлении профиля колеса, определены на основании данных [2].

Средние температуры на контактных поверхностях инструмента:

на передней поверхности

0п =0 д (1+0,73y„ ),

(1)

где 0a =-

-erf

PeB

максимальная температура

cpB V 4

пластических деформаций в условной плоскости сдвига: Pe — критерий Пекле, характеризующий степень влияния режимных условий процесса по сравнению с влиянием теплофизических свойств обрабатываемого материала;

B — величина, характеризующая степень пластических деформаций металла снимаемого припуска и поверхностного слоя обрабатываемого колеса; ср — удельная объемная теплоемкость обрабатываемого материала;

erf х — интеграл вероятности, численные значения которого в зависимости от критериев подобия; y M — безразмерная функция. — на задней поверхности

0з = 0,50A I 1+1+mu I,

где u =

лJPeEB1

1,035 n1 cosa

erf

PeB

(2)

безразмерные

коэффициенты;

t

p

u

• 0,25

sin ' a

58

69 и7 Ю 200 275 209

Рис. 1. Распределение изолиний равных предельных напряжений при температурно-силовом воздействии в призматической твердосплавной пластине геометрии: а — «А» (у = -7°, уг = -15°, /у = 0,4 мм, а= 6°); б — «Б» (у = 0°, уг = -15°, !у = 0,4 мм, а = 6°); в — «В» (у = 7°, уг = -15°, у = 0,4 мм, а = 6°) при обработке стали твердостью 300НВ с режимом резания V = 20 м/мин, Ь = 5 мм, в = 1,1 мм/об

Рис. 2. Влияние скорости резания на запас прочности при температурно-силовом воздействии для марок стали различной твердости при ф = 75°, у = -7°, уг = -15°, а = 6°, в = 1,1 мм/об, Ь = 5мм

п1 — часть, которую теплота трения, уходящая с задней поверхности в деталь, составляет от общей теплоты трения;

критерий подобия;

Е = *

Здесь р1 — радиус скругления режущей кромки инструмента.

Распределение тепловых нагрузок на поверхностях режущего инструмента было принято по закону прямоугольника, т.е. равномерно распределенное по площади контакта.

Точечные выборки и наиболее вероятные изолинии равных предельных напряжений ст Л при темпера-турно-силовом воздействии на режущий инструмент различной геометрии при восстановлении профиля колеса графически представлены на рис. 1.

На основании анализа изолиний предельных напряжений при температурно-силовом воздействии было установлено, что в пластине имеется две зоны высоких значений контактных напряжений. Первая при силовом воздействии шириной около ширины упрочняющей фаски. Вторая зона проявляется при температурно-силовом нагружении на округленной боковой поверхности лунки, располагающейся ближе к режущей кромке. Отметим, что эта зона совпадает с местами максимальных концен-

траций эквивалентных напряжений, что соответствует минимальному запасу прочности инструмента по критерию Писаренко — Лебедева [3]. Таким образом, можно говорить об образовании наиболее вероятной линии скалывания и разрушения твердосплавной пластины в форме седла, берущего свое начало на боковой поверхности лунки и заканчивающегося на 2 — 4 длины контакта по задней поверхности.

Зависимость коэффициента запаса прочности призматической пластины геометрии «А» от скорости резания при температурно-силовом воздействии при обработке стали различной твердости отображается в виде вогнутых нисходящих кривых с большим уклоном (рис. 2). С увеличением скорости обточки профиля кривые сближаются. Расчетные значения коэффициента запаса прочности инструмента при температурно-силовом нагружении составляют 1,49 — 2,60, что примерно на 75 % меньше, чем при сугубо силовом воздействии.

Таким образом, учет влияния температурного фактора на напряженное состояние пластины имеет существенное значение. В частности, появляется дополнительная, и уже основная по численному значению, зона концентрации напряжений, которая вместе с существующей при силовом воздействии образует наиболее вероятную линию разрушения.

б

а

в

Таблица 1

Варьирование переменных исследования

Параметр исследования Диапазон изменения*

минимум максимум шаг

Угол упрочняющей фаски уУ, град -3 - 15 3

Ширина упрочняющей фаски [у, мм 0,2 0,6 0,2

Передний угол у, град -3 -21 3

3 21 3

Рис. 3. График локальной тенденции итоговой оптимизации

Рассмотрим оптимизацию геометрии призматической пластины типа ЬЫиХ 301940 из твердого сплава Т14К8 для минимизации напряжений, возникающих при температурном и силовом воздействии при обточке железнодорожных колес. Размеры контактных площадок, силы резания, напряжения (нормальные и тангенциальные) действующие на передней и задней поверхностях инструмента, а также температуры на контактных поверхностях определены на основе рекомендаций [4] в работе [1, с. 143]. Поскольку многие из этих расчетных величин, характеризующих процесс восстановления профиля колеса, прямо или косвенно зависят от геометрии режущего инструмента, то в виде допущения исследования для их определения принимаем «усредненные» значения геометрии (у=0°, у / =-15°, !у =' =0,4 мм, а=6°).

Основой оптимизационного анализа являются определения переменных проектирования, ограничений и цели или целевой функции, в роли которой могут выступать массовые характеристики модели (масса, объем и площадь поверхности) и данные моделирования (напряжения, перемещения и деформации).

Переменными исследования проектирования принимались такие размеры модели, как геометрические параметры призматической пластины, которые менялись в процессе анализа: угол упрочняющей фаски, ширина упрочняющей фаски, передний угол (табл. 1).

Чтобы размеры эскиза модели совпадали с геометрическими параметрами режущей части пластины (передний угол и т. п.) считаем, что угол наклона задней поверхности а = 0°. Впоследствии, в итоговом оптимизированном варианте геометрии режущей части угол а = 6° учитывается при установке кассеты с пластиной в тело инструмента ( уУ -а и у-а).

На основании расчета прочности инструмента в работе [4, с. 98] было установлено, что при темпера-

турно-силовом нагружении места концентрации эквивалентных напряжений соответствуют минимальному запасу прочности твердосплавной пластины по критерию Писаренко — Лебедева, учитывающему анизотропные свойства твердосплавного материала. Эти места в дальнейшем и были использованы в качестве исследуемых зон для ограничения и датчиков цели (целевой функции) при отслеживании максимальных эквивалентных напряжений с целью их минимизации.

Программа запускала исходное температурно-си-ловое исследование Simulation для каждого варианта сценария и производила обновление значений датчика целевой функции, тем самым отслеживая значение эквивалентных напряжений. Решением задачи оптимизации геометрии пластины явился подбор таких значений указанных переменных, которые наилучшим образом удовлетворяли поставленному условию минимизации целевой функции (эквивалентных напряжений).

Так как рост числа переменных проектирования увеличивает число итераций (возможных вариантов решения задачи), то исследование было разделено на три группы, каждой из которой соответствовало определенное значение ширины упрочняющей фаски: 0,2 мм, 0,4 мм и 0,6 мм. Программа для каждой из трех групп исследования выполняла 70 различных итераций. После выполнения экспериментов рассчитывались оптимальные расчетные параметры путем создания функции отклика, относящейся к цели переменных. При этом программа создавала графики изменения максимального напряжения по Мизесу для каждой вариации переменных (сценария исследования), которые использовались для качественной оценки полученных результатов.

В результате решения этих трех задач получены три варианта геометрических размеров твердосплавной пластины, из которых выбрана одна группа параметров с минимумом эквивалентных напряже-

Таблица 2

Геометрические и прочностные параметры оптимизированной призматической пластины

Геометрические и прочностные параметры призматической пластины Призматическая пластина

Стандартная Предлагаемая

Угол упрочняющей фаски уу, град. - 15 - 10

Передний угол (лунка) у, град. -7 16

Передний угол (порожек) уп, град. — -28

Ширина упрочняющей фаски [у, мм 0,4 0,2

Ширина затупления задней поверхности мм — 0,2

Ширина внедрения в тело пластины переднего угла 1п, мм — 2,0

Радиус при вершине инструмента г, мм 4 4

Радиус скругления главной режущей кромки р, мм 0,1 0,04

Данные моделирования

Предельные напряжения аЛ, МПа 360 326

Запас прочности п, ед. 1,71 1,89

ний (ст=3024 МПа, при у у ="3°, У = 21°,/у = 0,2 мм). С целью исключения так называемого локального оптимума расчет производился еще раз, при этом использовался в качестве исходной точки ранее полученный оптимальный вариант с более мелким перебором значений геометрических параметров инструмента: угол упрочняющей фаски и передний угол от —1° до —8° и от 19° до 23° соответственно, с шагом в один градус.

Число возможных вариантов решения итоговой задачи оптимизации составило 40 итераций. График изменения максимального напряжения для итоговой серии сценариев исследования представлен на рис. 3, из которого можно заключить, что 28-й сценарий (ст=2899 МПа с параметрами у у =-4°, у = 22°) является наилучшим. Полученные геометрические параметры пластины соответствуют ее нормальному положению, когда она стоит на основной плоскости, т.е. на данные конструктивные углы режущая кромка твердосплавной пластины затачивается.

Результаты оптимизации геометрии пластины хорошо согласуются с исследованиями [4, с. 99], где при анализе напряженно-деформированного состояния сменных твердосплавных пластин с разной формой передней поверхности отмечено, что эпюры распределения главных напряжений а1 и с3 для режущего клина с фаской и с вогнутой передней поверхностью примерно в 3 раза в численном выражении меньше по сравнению с главными напряжениями в режущем клине с плоской передней поверхностью.

Исследования [5, 6] и эксперименты показали, что снижение темпа износа режущего инструмента обеспечивается фаской по задней поверхности с нулевым углом а. Это учитывалось при оптимизации геометрии пластины притуплением ее задней поверхности. Такое первоначальное притупление благоприятно с точки зрения повышения пластической прочности режущего лезвия, путем упрочнения режущего клина и уменьшения пластических деформаций в начальный период резания [7].

В результате решения задачи оптимизации получены следующие итоговые значения результирующих геометрических параметров оптимизированной пластины с учетом ее установки в корпус державки, определяемые геометрией передней поверхности пластины и наклоном опорной поверхности

Рис. 4. Геометрическая форма режущей части пластины при установке ее в державку под углом а

гнезда державки, в сравнении со стандартной (табл. 2). В таблице также представлены рассчитанные и прогнозированные их прочностные характеристики при обточке колесной стали твердостью 300ИБ при следующих режимах резания: глубина t = 5 мм, подача в =1,1 мм/об., скорость восстановления профиля У=45 м/мин.

Геометрическая форма режущей части пластины изображена на рис. 4.

Таким образом, на основании предложенных рекомендаций по оптимизации геометрии твердосплавной пластины, применяемой в режущем инструменте для обточки железнодорожных колес, можно ожидать повышение запаса ее прочности ориентировочно на 10 % по сравнению со стандартной при работе на принятых режимах резания с учетом температурно-силового воздействия.

Библиографический список

1. Потахов, Д. А. Оценка прочности режущего инструмента для обточки железнодорожных колес при температурно-сило-вом воздействии / И. А. Иванов, Д. А. Потахов, С. В. Урушев // Вестник транспорта Поволжья. — 2013. — № 1 (34) — С. 139 — 147.

2. Силин, С. С. Метод подобия при резании материалов / С. С. Силин. — М. : Машиностроение, 1979. — 152 с.

3. Писаренко, Г. С. Деформирование и прочность материалов при сложном напряженном состоянии / Г. С. Писаренко,

A. А. Лебедев. — Киев : Наукова думка, 1976. — 415 с.

4. Артамонов, Е. В. Прочность и работоспособность сменных твердосплавных пластин сборных режущих инструментов / Е. В. Артамонов. — Тюмень : ТюмГНГУ, 2003. — 192 с.

5. Фельдштейн, Е. Э. Режущий инструмент. Эксплуатация : учеб. пособие / Е. Э. Фельдштейн, М. А. Корниевич. — Мн. : Новое знание ; М. : ИНФРА-М, 2012. - С. 256.

6. Верещака, А. С. Резание материалов / А. С. Верещака,

B. С. Кушнер. — М. : Высшая школа, 2009. — С. 535.

7. Крутько, А. А. Повышение эффективности восстановительной токарной обработки железнодорожных колёсных пар : моногр. / А. А. Крутько, В. С. Кушнер, А. А. Воробьёв. — Омск : ОмГТУ, 2013. — 176 с.

и материаловедение» Омского государственного технического университета (ОмГТУ). КРУТЬКО Алексей Александрович, студент гр. МВМ-514 факультета элитного образования и магистратуры ОмГТУ.

ВОРОБЬЕВ Александр Алфеевич, кандидат технических наук, доцент (Россия), доцент кафедры «Технология металлов» Петербургского государственного университета путей сообщения Императора Александра I.

ПОТАХОВ Дмитрий Александрович, кандидат технических наук, инженер технического отдела службы подвижного состава ГУП «Петербургский метрополитен».

Адрес для переписки: [email protected]

КРУТЬКО Андрей Александрович, кандидат технических наук, доцент кафедры «Машиностроение

Статья поступила в редакцию 19.03.2015 г. © Ан. А. Крутько, Ал. А. Крутько, А. А. Воробьев, Д. А. Потахов

УДК 621.941.02 А. А. КРУТЬКО

В. И. ФИСЕНКО А. А. ВОРОБЬЕВ Д. А. ПОТАХОВ

Омский государственный технический университет

Петербургский государственный университет путей сообщения Императора Александра I

ГУП «Петербургский метрополитен»

ОЦЕНКА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ И ПРОЧНОСТИ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА ПРИ ОБТОЧКЕ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫХ КОЛЕС

Использован численный метод расчета напряженного состояния режущей части твердосплавного инструмента с учетом упрочняющей фаски и различных значений угла его передней поверхности. Исследована статическая прочность режущего инструмента при обработке железнодорожных колес различной твердости с учетом силовых воздействий.

Ключевые слова: колесная пара, режущий инструмент, твердость, напряжения, запас прочности.

В процессе эксплуатации подвижного состава происходит износ и повреждение его ходовых частей и, в частности, профиля поверхности катания колесных пар [1]. Изношенный профиль поверхности катания периодически восстанавливается механической обработкой с применением режущего инструмента, оснащенного твердосплавными пластинами. Статистические данные [2] об использовании станков свидетельствуют о том, что значительная доля простоев оборудования (до 40 %) имеет место

в связи с низкой стойкостью и надежностью инструмента. К снижению стойкости режущего инструмента приводит также увеличение твердости и прочностных характеристик колесной стали, что вызывает повышенный его расход [3, 4] и, как следствие, увеличивает затраты на ремонт колес.

Одним из направлений снижения расхода, связанного с ремонтом колес, является разработка модели для оценки напряженного состояния и прочности режущих пластин с целью их оптимизации.