773

В.В.Решедько

Рекомендации по внедрению ТПО и технологических режимов были предложены после оценки показателей конструктивной прочности при статических и циклических нагрузках. Были выполнены испытания исследуемых образцов с целью определения механических свойств, вязкости разрушения, малоцикловой и контактной усталости. Для проведения испытаний было разработано новое и использовано стандартное оборудование. Виды испытаний образцов на конструктивную прочность представлены на рис. 2. Механические свойства при растяжении и изгибе определялись путем испытаний на стандартной испытательной машине ИМ-4Р и на созданном универсальном испытательном комплексе (УНИК-1-71), допускаемое усилие нагружения которых составляло 40 и 100 кН соответственно [4]. Сечение образцов при испытании на растяжение составляло в рабочей зоне 3 3 мм2. Относительное удлинение определялось на базовой длине 30 мм. Высокая жесткость вертикальной цепи растяжения УНИК-1-71 позволяла проводить испытания на вязкость разрушения по схеме «чистый изгиб» с использованием специального устройства.

Виды испытаний образцов на конструктивную прочность

Комплекс показателей конструктивной прочности

Рис. 2. Структурнаясхема видов испытаний углеродистых сталей на конструктивную прочность после ТО и ТПО

Оценка долговечности проводилась по результатам испытаний на малоцикловую и контактную усталость. Установка для испытания образцов на изгиб позволяла изменять амплитуды колебаний и осуществлять напряжения нагружения при любой асимметрии цикла. Частота колебаний оставалась постоянной и составляла 240 циклов в минуту. Разрушение образцов и количество циклов до разрушения каждого образца фиксировались автоматическими приборами [4].

Испытания на контактную усталость образцов с размерами 3 14 100 мм послеТО и ТПО выполнены наустановке, сконструированной набазе поперечнострогального станка со встроенным нагружающим устройством.

Испытание проводилось при комнатной температуре методом обкатки со смазкой поверхности катания в идентичных условиях возвратно-поступательно- го и вращательного движения индентора из твердосплавного материала со скоростью 36 м/мин. Общее количество циклов до появления дефектов на

211

Вестник СГУПСа. Выпуск 17

поверхности образца определялось как произведение двойных ходов суппорта станка (N) на время испытания, мин [4].

Структурные исследования образцов выполнены на микроскопах МИМ-8М, на растровом специализированном электронном микроскопе ICXA-50 и просвечивающем электронном микроскопе УМВ-100В. Исследование структуры горячедеформированного аустенита углеродистой стали выполнено в вакуумной камере с использованием микроскопа МВТ, увеличение которого составляло до 2000 крат. На растровом электронном микроскопе с помощью микрозонда выявлено распределение включений в матрице и определен их химический состав в зависимости от режимов ТО и ТПО. Для определения особенностей распада мартенсита после закалки углеродистой и микролегированной стали в процессе отпуска после ТПО использовался просвечивающий микроскоп. Увеличение микроскопа составляло 50000.

На модернизированной установке ИМАШ проведены исследования высокотемпературного состояния стали согласно схеме (см. рис. 1). Применительно к цели и задачам исследования был разработан новый метод: радиационный нагрев образца в вакууме с высокой точностью регулирования при температурах 800– 1100 °С [5]. Для проведения экспериментов разработаны и изготовлены новые высокоточные системы: тиристорная система регулирования температуры нагрева и деформации с точностью±0,5°С во всем диапазоне исследуемых температур, системы измерения усилия (0...5 кН) и степени деформации ( = 2...35 %). Наряду с этим были рассчитаны и изготовлены: устройство охлаждения образца медными ламелями в вакуумной камере со скоростью свыше 500 °С/с; электромагнитная муфта для быстрой нагрузки-разгрузки образца; конденсаторная сварка для монтажа термопар и токовых подводов. Для повышения производительностиэкспериментальных работустановленодополнительное оборудование с целью осуществления отключения камеры от системы откачки и ее шлюзования на период замены исследуемого образца. Модернизация установки позволила ускорить проведение экспериментов в 10–12 раз.

По результатам исследования высокотемпературного состояния углеродистых сталей построены кривые пластического течения в истинных координатах «напряжение—деформация» при температурах 800–1000 °С, скорости = 3∙10-2 с-1 и степени деформации = 2...35 % [5].

Исследование изменений электрического сопротивления образцов из углеродистой стали в вакуумной камере при высоких температурах косвенным путем показало различия в быстро протекающих процессах структурообразования при ТПО в сравнении с ТО [2].

Результаты испытаний углеродистой стали на конструктивную прочность

после ТО и ТПО. С повышением температуры при ТО до 950 °С (Тотп= 350 °С) показатели прочности и пластичности стали 70 остаются примерно на одном

уровне (таблица). Дальнейшее повышение температуры под закалку приводит к снижению пластичности, вязкости разрушения и повышению хрупкости, а показатели прочности практически не увеличиваются. Таким образом, исходя из результатов испытаний, наилучшие показатели прочности и трещиностойкости стали 70 при ТО наблюдаются после закалки с температуры нагрева 800 °С.

При ТПО стали 70 ( = 15 %, Тотп = 350 °С) повышение температуры нагрева и деформациис 800 до950 °С повышаетпоказатели механических свойств: предел

212

В.В.Решедько

текучести — на 110 МПа, предел прочности — на 90 МПа, относительное сужение — на 4 %. Показатели вязкости разрушения увеличиваются: критическое раскрытие трещины с — с 0,063 до 0,073 мм, работа распространения

трещины Ар, Н∙м/см2, и стрела прогиба Fтрещ, мм,— более чем в два раза (см. таблицу).

Повышение температуры нагрева стали 70 (при ТПО) до 1000 °С не приводит к заметному повышению прочности и пластичности. Показатели механических свойств остаются на одном уровне, но вязкость разрушения снижается: с с 0,073 до 0,058 мм;работа распространения трещины — с5,1 до 3,8 Н∙м/см2, авеличина прогиба — с 0,14 до 0,10 мм. Поэтому температуру нагрева 900–950 °С для ТПО стали 70 можно считать оптимальной. Сравнительный анализ результатов испытаний на растяжение, изгиб, вязкость, разрушение образцов после ТПО и ТО при температурах нагрева 800–1000 °С показал преимущества ТПО. После ТПО стали 70 (по оптимальным режимам) повышение предела текучести и предела прочности составляет 190–200 МПа, а пластичности — 40 %.

При испытании образцов на изгиб работа разрушения (А) и стрела прогиба (Fизг) увеличиваются, соответственно,на 14 %и 19,8%. Испытаниямина вязкость разрушения установлено увеличение коэффициента интенсивности напряжения К1с на 18 %, критического раскрытия трещины с на 2,8 % и стрелы прогиба Fизг при испытании образцов после термопластической обработки с инициированной трещиной — на 40 %.

Прочность и трещиностойкость стали 70после ТПО и ТО (температура отпуска — 350 °С при всех режимах)

Испытаниями на растяжение установлено, что прирост прочности стали 70 после ТПО сохраняется при температурах отпуска до 400 °С. Нагрев стали при отпуске выше 450 °С снимает упрочнение, вызванное горячей деформацией, при всех исследованных режимах.

Исследуемые стали после ТПО и ТО (при температурах отпуска ниже 350 °С) подвергались испытанию на изгиб. Образцы, обработанные по обеим технологическим схемам, при температуре отпуска 250 °С и ниже имели хрупкое разрушение, но показатели пластичности и напряжение разрушения при изгибе образцов после ТПО во всех случаях выше.

Усталостные испытания образцов из углеродистых сталей показали преимущества обработки по схеме ТПО. При всех режимах усталостных малоцикловых испытаний на изгиб образцы из стали 70 имеют более высокие показатели (число циклов до разрушения, рис. 3). При напряжениях изгиба 900–1000 МПа число циклов до разрушения образцов после ТПО выше в 1,5–2,0 раза. При меньших

213

Вестник СГУПСа. Выпуск 17

напряжениях изгиба (675–900 МПа) образцы после ТПО имеют число циклов до разрушения на 30 % больше, чем после ТО. Подобная зависимость наблюдается и при контактных усталостных испытаниях образцов. ТПО стали 70 повышает контактную усталостную прочность в 1,5–2,0 раза при нагрузках на индентор 4,5–5 кН. Так, например, при нагрузке до 5 кН число циклов до появлениядефектовнаповерхностиисследуемыхобразцовсоставляет4,1∙104 и1∙104.

Напряжение , МПа р

Рис. 3. Результаты испытаний на малоцикловую прочность стали 70:

1 — ТО, 2 — ТПО, 3 — сталь 70Т (0,1 % Тi), ТПО

При нагрузке на индентор 4 кН число циклов до разрушения образцов после ТПО составляет 4,1∙105, а после ТО — 2,1∙105. Нагрузка на индентор 3- 3,5 кН не вызывает образования питтингов на поверхности образцов даже после 5∙106 циклов нагружения (рис. 4).

Рис. 4. Результаты испытаний на контактную выносливость стали 70:

1 — ТО, 2 — ТПО, 3 — сталь 70Т (0,1 % Тi), ТПО

Экспериментальными исследованиями установлено, что термопластическая обработка образцов из стали 70 позволяет получить повышение:

—предела текучести при растяжении на 200 МПа;

—предела прочности на 190 МПа;

—коэффициента интенсивности напряжения К1с на 18 %;

—работы распространения трещины Ар на 13 %;

214

В.В.Решедько

—полной работы разрушения образца без трещины на 14 %;

—величины прогиба образца (при испытании на изгиб) на 19,8 %;

—контактно-усталостной прочности в 1,5–2 раза;

—сопротивления циклическим нагрузкам в 1,7–2 раза.

Повышение прочности, пластичности и вязкости разрушения после ТПО и сохранение упрочнения исследуемых сталей объясняются особенностями их структурных построений.

Полигонально-ячеистая структура горячедеформированного аустенита, с относительно мелким зерном по сравнению с ТО (рис. 5), обеспечивает мелкоигольчатую структуру при последующем мартенситном превращении. Отпуск образцов при температурах до 400 °С сохраняет структуру с повышенной плотностью и упорядоченным расположением дислокаций [4].

Рис. 5. Структура аустенита стали 70 после ТО и ТПО, 100

По результатам экспериментальных данных разработан метод оценки упрочнения и разупрочнения горячедеформированного материала, который позволил установить оптимальные режимы термопластической обработки для получения требуемых эксплуатационных свойств изготавливаемых или восстанавливаемых деталей. Для проведения ТПО деталей из углеродистой стали на предприятиях машиностроительного комплекса были рекомендованы оптимальные режимы [2, 5, 6].

Литература

1.Бернштейн М.Л.Структура деформированных металлов. М.:Металлургия, 1977.431 с.

2.ТихомироваЛ.Б.,РешедькоП.В.,РешедькоВ.В.Рекристаллизациягорячедеформированногоаустенита// Новыеметоды упрочненияиобработкиметаллов.Новосибирск:НЭТИ,1981.

С. 75–88.

3.Патент на изобретение №2245770 — Способ изготовления или восстановления деталей

/В.В. Решедько, П.В. Решедько, В.А. Аксенов. Зарегистрировано в Государственном реестре изобретенийРФ 10.02.2005.

4.Тихомирова Л.Б.,РешедькоВ.В.Влияниетемпературына развитиепроцессов динамической рекристаллизации эвтектоидной стали // Структура и конструктивная прочность стали. Новосибирск: НЭТИ, 1976. С. 39–46.

5.РешедькоВ.В.Новыйметодвосстановлениядеталеймашин//Совершенствованиесредств механизациипутевых,строительныхипогрузо-разгрузочныхработ.Новосибирск:СГУПС,2001.

С. 128–133.

6.ХромовВ.Н.Восстановление деталейЦПГ методомтермоупругопластического деформирования //Автомобильнаяпромышленность. 2000. №8. С. 24–26.

215

Вестник СГУПСа. Выпуск 17

Аксенов Владимир Алексеевич — заслуженный деятель науки РФ,доктор техническихнаук, профессор,заместитель главного инженера Московской железной дороги — филиала ОАО «РЖД». Родилсяв1947г.В1970г.окончилНовосибирскийэлектротехничес- кийинститут.С1998по2006г.—заведующийкафедрой«Технология транспортного машиностроенияи эксплуатация машин», научный руководитель НИЛ«Технология транспортногомашиностроения и ремонтподвижногосостава»Сибирскогогосударственногоуниверситетапутейсообщения.Имопубликованоболее200научныхработ, втомчисле2монографии,1учебники6учебныхпособий.

Ильиных Андрей Степанович — кандидат технических наук доценткафедры«Технологиятранспортногомашиностроенияиэксплуатация машин», старший научный сотрудник НИЛ «Технология транспортногомашиностроенияиремонтподвижногосостава».Родилсяв1980г.ОкончилСибирскийгосударственныйуниверситет путейсообщенияв2002г.поспециальности«Сервистранспортных итехнологическихмашиниоборудования».Опубликовалоколо30 научныхстатей,имеет3патентаиавторскихсвидетельства.

УДК 625.143:621.92

В.А. АКСЕНОВ, А.С. ИЛЬИНЫХ

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА ШЛИФОВАНИЯ РЕЛЬСОВ В ПУТИ И ИХ ВЛИЯНИЕ НА ЭКСПЛУАТАЦИОННУЮ СТОЙКОСТЬ РЕЛЬСОВ

Статья посвящена перспективам развития технологического процесса шлифования рельсов, его достоинствам и недостаткам. Представлены результаты проведенных исследований по оценке физико-механических свойств рельсов в процессе эксплуатации и после шлифования. Даны рекомендации по выбору рациональных режимов и условий шлифования рельсов в пути.

Железнодорожный транспорт Российской Федерации имеет исключительно важное значение в жизнеобеспечении многоотраслевой экономики и реализации социально значимых услуг. На его долю приходится более 75 % грузооборота и 40 % пассажирооборота, выполняемых транспортом общего пользования. От состояния железнодорожногопути зависит непрерывность ибезопасность движения поездов, объемы перевозок, а также эффективность использования подвижного состава.

В современных условиях подавляющее большинство полных, а также около 20 % частичных отказов железнодорожного пути происходит из-за накопления в процессе эксплуатации повреждений рельсов. При этом существенную долю составляют отказы рельсов по причине контактно-усталостных повреждений. Отказ рельса является отказом пути в целом, в то время как при отказе какоголибо элемента рельсового основания, например, шпалы или подкладки, происходит перераспределение нагрузки на соединительные элементы. Поэтому эксплуатационной стойкости рельсов придается большое значение в путевом хозяйстве железнодорожного транспорта [1].

216

В.А.Аксенов,А.С.Ильиных

Важнейшим фактором оптимизации расходов путевого хозяйства железных дорог является применение ресурсосберегающих технологий, позволяющих продлевать межремонтные периоды и снижать трудоемкость текущего содержания пути. Одним из наиболее перспективных направлений в ресурсосбережении является шлифование рельсов, котороеобеспечивает продлениесрока ихслужбы на 30–40 % и дает значительные преимущества в области экономии материальных ресурсов, безопасности движения и экологии.

Профильную шлифовку головки рельса осуществляют рельсошлифовальными поездами (РШП) с вращающимися шлифовальными кругами, которые можно устанавливать под различными углами к головке рельса. Процесс шлифования при этом происходит по схеме плоского шлифования торцом круга

(рис. 1).

Рис. 1. Схема наклона шлифовальных кругов приформировании профилярельса

В настоящее время при выборе режимов шлифования не учитывается состояние металла рельсов, уровень макро- и микронапряжений, не контролируется развитие внутренних дефектов рельсов.

При обработке шлифованием формируется качественно новый уровень физико-механических свойств поверхности, который играет значительную роль в обеспечении усталостной прочности и общей долговечности рельсов. Установлено, что основными параметрами качества поверхности, которыми можно управлять в процессе механической обработки шлифованием, тем самымизменяя уровень эксплуатационных свойств рельсов, являются шероховатость поверхности и микротвердость поверхностного слоя. В совокупности эти параметры определяют физическое состояние поверхности рельса после механической обработки и склонность к усталостному разрушению.

Поэтому установление реального влияния процессов шлифования на эксплуатационную стойкость рельсов является в настоящее время весьма актуальной проблемой.

Сцелью решения этой задачи нами проведен анализ процессов зарождения

идинамики развития поперечных трещин усталости в рельсах в зависимости от длительности и условий эксплуатации, а также сделана оценка изменения физико-механических свойств иструктуры металлаповерхностного слоя головки рельса. Исследования напряженно-деформированного состояния и структуры

217

Вестник СГУПСа. Выпуск 17

рельсов проводили на темплетах, вырезанных из головок рельсов с различным сроком эксплуатации, после их профильного шлифования. Рельсы изымали с прямых участков пути, имеющих сходные условия эксплуатации.

Проведенные исследования позволили определить оптимальное состояние поверхностного слоя головки рельсов после механической обработки шлифованием. Установлено, что для обеспечения повышенной трещиностойкости необходимо производить шлифование рельсов с параметрами технологического процесса, обеспечивающими высоту микронеровностей Rz = 40…60 мкм, в зависимости от исходной твердости рельсов. При этом с увеличением начальной твердости рельсов происходит снижение шероховатости, необходимой для формирования поверхности с повышенными эксплуатационными свойствами [2].

Изучение общих характеристик рельсов показало, что в результате эксплуатации в пути значительно изменяются механические свойства по сечению головки рельса. Прежде всего происходит резкое изменение твердости по периметру головки (рис. 2), что свидетельствует означительномнаклепе металла у рабочей выкружки. При этом в большинстве случаев наибольший наклеп по периметру простирается на одну треть головки (с максимальным расстоянием 6–9 мм от боковой рабочей выкружки).

218

В.А.Аксенов,А.С.Ильиных

указывает на основную роль контактных напряжений при их образовании. Большие оси этих эллипсовидных трещин расположены преимущественно на расстоянии 6…9 мм от боковой рабочей грани головки и, по-видимому, совпадают с местом максимальных напряжений, рассосредоточенных по ее контуру.

Поскольку вразвитииусталостных поперечныхтрещинпервостепеннуюроль играют остаточные напряжения растяжения, нами сформирована математическая модель и разработан алгоритм расчета остаточных напряжений, возникающих в процессе шлифования в поверхностном слое головки рельса. Это позволило обоснованно подойти к назначению режимов шлифования с точки зрения обеспечения необходимого уровня эксплуатационных свойств металла рельсов.

На основе проведенных исследований были сделаны следующие выводы.

•Установлено, что с увеличением времени эксплуатации возрастает площадь головки рельса, занимаемая трещинами, а также глубина их залегания. Так, если

врельсах с наработкой 100 млн т брутто трещины наблюдали на глубине до 1,5 мм, то при пропущенном тоннаже 430 млн т брутто их фиксировали на глубине 2–4,5 мм. Врельсахс наработкой 600и болеемлн т брутто основная масса трещин располагалась на глубине 5–10 мм от поверхности катания в зоне рабочей выкружки рельса.

•Металлографически доказано, что усталостные поперечные трещины зарождаются не только от неметаллических включений, как это утверждается большинством исследователей, но также и на переходном участке наклепанного и ненаклепанного слоев металла головки рельса.

•Найдено количественное соотношение между изменением микротвердости в поверхностном слое головки рельса и временем эксплуатации. Так, по рабочей выкружке при наработке 100 млн т брутто микротвердость увеличилась в 1,4 раза, при наработке 430 млн т брутто — в 1,9 раза и при наработке 600 млн т брутто — в 2 раза по сравнению с аналогичными данными для нового рельса. По оси катания микротвердость повышалась менее интенсивно и практически не изменялась на нерабочей выкружке головки рельса. При наработке свыше 700 млн т брутто происходит резкое падение микротвердости.

•Установлено, что глубина и интенсивность наклепа непрерывно возрастают с увеличением объема эксплуатационной наработки. Максимальное значение наклепа было зафиксировано при эксплуатационной наработке 700 млн т брутто и составило 8 мм по рабочей выкружке, 5 мм по оси катания рельса и 3,5 мм в зоне нерабочего скругления рельса. При дальнейшем увеличении объема наработки глубина наклепанного слоя оставалась на прежнем уровне. Аналогично протекали изменения интенсивности наклепа: до наработки 600 млн т брутто происходитувеличениеинтенсивности,послечегопроцессупрочнениязамедляется.

•При исследовании наклепанного слоя на поверхности рельсов после различного времениэксплуатации отмеченасущественная неоднородность наклепа по поперечному сечению головки рельса, связанная с неравномерным распределением нагрузки от колеса на рельс и локализацией пластической деформации вокруг концентраторов. Наиболее ярко это проявляется на рельсах со значениями эксплуатационной наработки более 300 млн т брутто. Это создает градиент напряжений не только по глубине металла, но и в горизонтальной оси

внаправлении нерабочего скругления.

219

Вестник СГУПСа. Выпуск 17

•Рентгеноструктурным анализом установлено, что в процессе эксплуатации на поверхности головки рельсов возникает высокий уровень напряжений второго рода и высокая плотность дислокаций за счет неоднородной локальной деформации. Так, при эксплуатационной наработке 100 млн т брутто напряжения составляют 308 МПа, плотность дислокаций 7∙1011 см–2, размер области когерентного рассеяния 2–5∙10–4см. Наибольшая величина этих параметров наблюдается на поверхности головки рельсов, резкое их снижение зафиксировано на глубине приблизительно 0,2–0,3 мм. На глубине 0,6–0,8 мм они достигают исходного состояния, характерного для рельсовой стали в объемно-закаленном состоянии.

•Предложена модель механизма разупрочнения поверхностного слоя головки рельсов с позиции ротационной пластичности. Смену характера пластической деформации, т.е. наличие ротационных процессов подтверждает отсутствие текстуры в поверхностном слое рельсов с наработкой 760 и более млн т брутто.

•Расчетами по предложенной математической модели показано, что остаточные напряжения на поверхности головки рельса не зависят от длительности эксплуатации и определяются температурой в зоне резания. Наиболее неблагоприятным является диапазон температур 500–700 °С, когда возникают растягивающие остаточные напряжения максимальной величины. Доказано, что применяемая технология шлифования рельсов отрицательно сказывается на их долговечности, поскольку при температуре в зоне контакта рельс — абразивный круг 650 °С на поверхности формируются растягивающие остаточные напряжения, близкие по величине к максимально возможному значению.

•Проведена оптимизациясуществующеготехнологического процесса шлифования рельсов в пути за счет выбора рациональных режимов обработки посредством управления уровнем остаточных напряжений в поверхностном слое головки рельса.

Технологический процесс шлифования должен включать следующие этапы: а) предупредительное шлифование рельсов с периодичностью наработки 40–

50млн т брутто абразивным инструментом зернистости 40, одним проходом на глубину 0,1 мм при максимальной скорости рельсошлифовального поезда;

б) восстановительное шлифование рельсов рекомендуется проводить с периодичностью наработки 300 млн т брутто абразивным инструментом зернистости

125.Количество проходов должно быть достаточным для формирования заданного геометрического профиля головки рельса. На последнем проходе рекомендуемая глубина шлифования 0,1 мм при зернистости абразивного инструмента

40и максимальной скорости поезда.

Предложенные режимы предупредительного шлифования позволят снять часть наклепанного слоя, и возникающие на поверхности катания напряжения растяжения будут незначительной величины. Температура разогрева металла рельса не приведет к разупрочнению всего наклепанного поверхностного слоя, и трещины, расположенные под ним, не выйдут на поверхность катания.

При длительности эксплуатации с наработкой в 40–50 млн т брутто рельсы имеют малый износ. Предупредительное шлифование в таких условиях формирует геометрическое очертание головки, близкое к профилю нового рельса, т.е. способствует распределению нагрузки от колеса на ось катания рельса, а не на зону рабочей выкружки, что обеспечит более равномерный износ рельсов. Смещение зоны максимальных напряжений с рабочей выкружки, являющейся

220