Rulment radial-axial cu role conice pe patru randuri, (331138A - SKF) T-36428P6W28

.  




.  Este un rulment utilizat in laminoare. Desigur, poate avea si alte destinatii de ex. osii de vagoane). Dimensiunile lui de montaj sunt in ţoli, constructia lui originara fiind -probabil- Timken. Varianta constructiva romaneasca a fost necesara, probabil, pentru asigurarea pieselor de schimb la reparatia unor laminoare existente (la acea vreme) in functiune.
.  Rulmentul preia forte foarte mari atat radial cat si axial. Unele dezavantaje ale rulmentilor cu role conice sunt: turatia lor limita ceva mai scazuta (comparativ cu alte tipuri), incalzirea mai mare - proportionala cu sarcina (mai mare la conici), constructia si executia relativ complicate. Au insa si avantaje bine exploatate de (fabricantii) promotorii consacrati ai rulmentilor "conici".  

.  In catalogul SKF 4003 E/1993 gasim urmatoarele date:
d= 139,700mm (5,5000"); diam. int.;
D= 200,025mm (7,8750"); diam. ext.;  
T= 160,338mm (6,3125"); latime totala in carcasa;
B= 157,162mm (6,1875"); latime totala pe ax;
Tip constructiv: TQO/GWI;
C= 858 kN; cap. dinamica;
C_o= 2080 kN; cap. statica;
k= 1,74; factor axial;

.  Schita corespunzatoare, din acelasi catalog:

 
fig. 1.  [rc.radax b]


.  Singura diferenta intre varianta /GWI (si /WI) este un canal elicoidal cu o oarecare adancime, practicat pe alezajul rulmentului, pentru lubrifiere "de urgenta" in caz ca rulmentul se blocheza -din varii motive- in timpul functionarii laminorului. Motivele sunt strict practice: de ex. sa se asigure un timp de reactie pentru laminoristi (in cazul blocarii rulmentului), un timp suficient pana la oprirea laminarii aflate in curs, lucru posibil datorita rotirii de alunecare a fusului cilindrului de laminor in inelul interior (al rulmentului blocat),alunecare facilitata de unsorea existenta in canalul elicoidal. Practic si util este si faptul ca, in momentul blocarii rulmentului si odata cu inceperea alunecarii sale pe fusul cilindrului de laminor, un fum dens se degaja si le semnaleaza laminoristilor defectul in timp util, evitandu-se astfel eventualele distrugeri ale laminorului (mai costisitoare).
.  WI, respectiv W28 in simbolizarea romaneasca, se refera la ungerea prin alezaj; deci cilindrul laminorului trebuie sa asigure ungerea prin fus.
.  P6, e clasa de precizie. Poate va fi nevoie de P5. Deocamdata nu stim.

.  Litera T din prefixul simbolului rulmentului semnifica (din cate imi mai amintesc) faptul ca elementele de rezistenta ale rulmentului sunt executate din otel de cementare si nu din RUL. Un avantaj important al folosirii acestor oteluri -exploatat f. bine de producatorii specializati pe asemenea oteluri- este o rezistenta f. buna la socuri, in exploatare. Am intalnit "in direct" cel putin un caz de rulmenti cu role conice executati din RUL, utilizati la niste masini de foraj chiar in capul de foraj, unde sustineau rolele taietoare, rulmenti care se spargeau efectiv. Dupa realizarea lor din otel de cementare au functionat fara repros.
.  Ce-i drept, cu un tratament de revenire bine executat, si rulmentii facuti din RUL rezista destul de bine inclusiv la functionarea cu socuri (a subansamblelor din care fac parte). Se considera totusi ca la rulmentii "cementati" siguranta la functionarea cu socuri este maxima (presupunandu-se ca miezul mai tenace al inelelor rulmentilor preia socurile).  

.  Pentru un acces vizual direct la dimensiuni poate fi de folos urmatoarea schita:

fig. 2.  [RC. AB]


https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/831/rcab.jpg/

.  1. O prima verificare: C_a = C/(ik); C_a- cap. axiala, i- numarul de randuri de role ce preiau radial (De ex., la BT2B 332750 SKF, pentru ca nu gasim decat aceasta varianta dubla, C= 1080 kN -capacitate preluata de doua randuri de role- pe care o impartim la i= 2 afland astfel cat preia un singur rand, respectiv 540. Acum aflam capacitatea axiala C_a= 540: 1,43= 378 kN. (Intrucat C_a nu se da in catalog, nu ma ajuta aici, la verificare.) Trebuie sa spun ca in cataloagele SKF nu am gasit varianta "single" sau dubla a acestui rulment (ci numai varianta pe patru randuri!?).
.  Gasim in catalogul Timken (1989) rulmentul dublu, 48680D- 48620, cu aceleasi dimensiuni de montaj (d, D), adica exact rulmentul dublu care, prin "dublarea" lui inca odata, ne va conduce la varianta pe patru randuri. Cu:
C₉₀= 6880 kN - capacitatea radiala pentru un singur rand de role,
si C_a90= 3960 kN - capacitatea axiala.
Raportul celor doua ne da: 6880/3960= 1,737=~1,74 , adica factorul axial (acelasi cu cel din catalog).
.  Se observa ca cele doua constructii, SKF si Timken difera destul de mult. Probabil, constructorul german dorea sa obtina o capacitate axiala (de preluare a fortelor) cat de mare iar constructorul american dorea ca rulmentul sa suporte o sarcina radiala mai mare. Constructia interna a rulmentului depinde si de tipul utilajului (laminorul) unde urmeaza sa fie folosit rulmentul.
.  Verificarea aceasta e mai mult o "tatonare". E nevoie de "tatonari", in special la rulmentii cu role conice, deoarece prin proiectarea propriu-zisa trebuie asigurata si interschimbabilitatea rulmentilor (de fabricatii diferite), trebuie estimate conditiile cerute in functionare, trebuie sa fie "armonizate" diverse aspecte (de regula cu caracter economic, tehnologia disponibila la producator, s.a.). In cazul de fata, rulmentul simplu (care "intra" de patru ori in componenta celui de patru) nu se regasea in fabricatia romaneasca. Probabil nu era cerut de beneficiari. Atunci, e recomandat ca proiectantul sa se orienteze dupa constructiile existente (si vom constata ca nici firma Timken nu are in productie/in catalog/ varianta pe un singur rand).
.  Deoarece nu e cazul sa realizam un rulment pe patru randuri cu capacitati iesite din comun -aici e o productie tip unicat (cateva bucati), ca piese de schimb- nu are nici o justificare "abaterea" de la constructiile deja realizate (de firmele consacrate) ci, din contra, se va urmari "replicarea" lor. Se elimina in acest fel din exploatarea ulterioara diversele confuzii, complicatii, diferenţe nepotrivite, etc.

.  2. Cautand unghiul (probabil) al caii de rulare de la inelul exterior (cup), gasim:
tga= 0,3898/k= 0,3898/1,74= 0,2240 ; a= 12,633333333^o= 12,6(3)^o= 12^o 38'.  
Aceasta e una din cele doua valori necesare pentru pornirea calculului, aproximativa (dar apropiata), si anume unghiul de contact.

.  Rasfoind cataloagele de rulmenti am dat si peste "cupa", adica inelul exterior al rulmentului "single", in constructie Timken. Aici se da centrul de presiune [nu reusesc sa verific informatia aceasta] si se poate reface invers (si suficient de precis) constructia interioara (in cazul existentei unui model aceste calcule/estimari preliminare nu sunt necesare caci se porneste de la masurarea elementelor rulmentului folosit de model), conf. fig. 3:

fig. 3. [rc.3b]
 

https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/12/rc3be.jpg/  

.  3. Precizarea pozitiei punctului V (cea de-a doua valoare pentru pornirea calculului). In urma trasajului facut cu datele aflate, se adopta pozitia acestui punct:
.  OV= Y_v= 176/2= 88 mm

.  4.  O'V= OV/sina= 88/sin(12^o 38')= 402,35750442

.  5.  OO'= OV/tga= O'V∙cosa= 88/tg(12^o 38')= 392,616302978  

.  6.  OM= 1,5469"- 0,12"= 1,4269"= ~36,244 mm
.  Dam din nou peste neajunsul transformarii cotelor (international valabile) din toli in milimetri. Respectiv, cota de 1,5469" (x 25,4= 39,29126) -adoptata in mm- este usor diferita de 39,292 cu care voi lucra. Intrucat inexactitatea este la a treia zecimala, de max. un micron, nu va influenta in nici un fel produsul final si interschimbabilitatea sa.

.  [Aici descopar -la (re)verificarea calculelor- o alta mica "inexactitate" legata de pozitia centrului de presiune - pe care am adoptat-o ca fiind de 0,12"; refacand niste analize pe rulmentii conici existenti (a se nota ca nu am gasit in nici un catalog constructia "single") am ajuns la concluzia ca mai bine imi alegeam eu in mod convenabil aceasta pozitie. Am obtinut astfel pentru O'K= 419,596 mm in loc de 418,477, deci cu 1 mm mai mult, ceea ce corespunde la 0,07". In cataloage apare des valoarea de 0,09". Pe aceasta ar fi trebuit sa o aleg in calculul vechi. Nu este totusi o gresala propriu-zisa.]

.  Recalculez cu cotele (in mm) acceptate ca pornire:
OM= X- 0,12"= 39,292- 3,048= 36,244 [bun!]

.  7.  O'K= O'M∙cosa= (OO'+ OM)∙cos(12^o 38')=
= (392,616302978+ 36,244)∙cos12,6(3)^o= 418,477460476
(v. v. 420,412451413)
[Aici apare o mare diferenta fata de varianta veche (v. v.) dar care nu influenteaza constructiv deoarece punctul K este doar estimat, aproximat. Nepotrivirea provine din cota de plecare 1,625" - latimea rulmentului "single", considerata de mine (gresit) in calculul vechi, dar care (dupa cotele Timken de la "dublul" 48680D-48620) este aici, de fapt, 1,54693".]

.  8. Diam. mediu al rolei: D_w(med)= 13,8 mm (Dedus din trasaj, pentru grosime egala la cele doua inele, int. si ext.). Orientativ, e baza pentru formula de calcul urmatoare:  

.  9.  Semiunghiul rolei conice (formula estimativa):
.  c= arcsin[13,8/(2∙O'K)]= arcsin(13,8/2/418,477460476)= 0,944755289^o = 56' 41"
(In loc de notatiile alfa, beta, gama, delta am folosit: a, b, c, d; aici, 41" sunt secunde, nu ţoli). [In mod normal as fi ales 57' dar calculul meu mai vechi a fost facut cu 56'.]  
Adopt c= 0,9333333333^o= 0,9(3)^o= 56'
2c= 1^o 52' , unghiul intreg al rolei conice.  

.  10.  b= a- c= 12^o 38'- 56'= 11,7^o= 11^o 42'  

.  11.  d= a- 2c= 12^o 38'- 1^o 52'= 10,7(6)^o= 10^o 46'

.  12.  O'N= O'G= O'V+ 34,13/cos12^o 38'- 2,5= 434,83434
Unde 34,13 este latimea inelului exterior iar 2,5 o cota estimata de mine (in trasaj).
Se adopta, O'N= O'G= 434,8
.  De aici inainte, toate calculele ce vor urma se vor baza numai pe pozitia punctului G (respectiv N) si cele trei unghiuri, a, b, c.  

.  Se cuvine, atunci, sa se faca niste verificari pentru ca aproximarile succesive pot introduce inexactitati. Pastram in baza de calcul punctul V (OV= 88), deci si pozitia lui O' (OO'= 392,616302978) si unghiul alfa (a= 12^o38'). De asemeni, unghiul rolei c= 56' si cota 434,8, adoptata.



 

2.1.  Calculul "cotelor-coordonate" ale punctului teoretic (nematerializat), G₁:  

.  Cota X am luat-o din lanturile de latimi din fig.2:
.  13.  X= (160,338- 157,162)/2+ 75,408/2= 39,292 ;
.  Aceasta e o cota-latime, de la fata inelului exterior pana la mijlocul inelului interior dublu, ea apare in fig. 2. si fig.6. Ca observatie secundara: la "preluarea" cotelor in toli si transformarea lor in mm au aparut deja niste inexactitati (care se pot "strecura" in calculele ulterioare); de ex., cota 75,408 mm, care este trecuta in desenele romanesti, ar trebui sa fie 75,40752 mm iar 160,338 ar trebui sa fie 160,3375 mm. Aceste aproximari apar numai la latimi, nu si la diametre, prin urmare afecteza mai putin (deoarece distantierele preiau diferentele). In calcule voi pleca de la valorile adoptate in mm.

.  14.  X₁= OO'+ X- O'N∙cosd= 392,616302978+ 39,292- 434,8∙cos(10^o 46')= 4,762479265  

. Formula 14 e gresita. [Desenele neglijente aduc erori nedetectabile ulterior.] X₁ si Y₁ sunt coordonatele punctului G₁ care e intersectia cercului de raza R_g cu directia O'G. Scriem acest lucru:
R_g²= R²= x²+ y²

 - Fie x si y coordonatele lui G₁ fata de O_g. Notam cu "p" segmentul GG₁;    
.  14.1.  x= O_gO'+ (O'G+ p)∙cosd= k₁+ (k+ p)∙cosd ;
y= (O'G+ p)∙sind= (k+ p)∙sind ;
k₁= O_gO'= 3,1328434 (din formula 26.);
k= O'G= 434,8
R= 437,8785199 (din f. 27.)
Inlocuind in ecuatia cercului,
.  14.2.  R²= (k+ p)²∙sin²d+ k₁²+ (k+ p)²∙cos²d+ 2∙k₁∙(k+ p)∙cosd ; prin rezolvarea acestei ecuatii de grd. II, in (k+ p), obtinem valoarea segmentului "p":
.  14.3.  p= -k -k₁∙cosd ±(R²+ k₁²∙sin²d)^0,5 = 0,001217871  
.  Gresala este extrem de mica si -practic- nemasurabila.

.  Recalculat corect, X₁= OO'+ X- (O'N+p)∙cosd= 392,616302978+ 39,292- (434,8+ 0,001217871)∙cos10,7(6)^o= 4,761282823

.  15.  Y₁= O'N∙sind= O'G∙sind=
434,8∙sin10,7(6)^o= 81,224905975  
.  Recalculat corect,
Y₁= (O'G+ p)∙sind= 434,8012178∙sin10,7(6)^o= 81,22513344

.  17.  Diametrul exterior al gulerului inelului interior,
D_G= 2Y₁+ 0,4...0,5∙D_w= 2∙81,224906+ (0,4...0,5)14,16493= 168,11...169,5  
.  In constructie Rollway se foloseste 0,5D_w.  
.  Adopt, D_G= 169,5

.  2.2.  Stabilirea punctului de contact.

.  Din trasaj am estimat o valoare t= 1,8 mm, de la "colţul" rolei pana la punctul de contact, de tangenţa, T. Cu aceasta valoare putem determina unghiul "u", adica directia razei O_GT. Cu specificarea faptului ca inca nu am fixat pozitia lui T.
.  18.  u= arcsin[D_w/2- 1,8]/R_R= arcsin(5,3/R_R)= arcsin(5,3/391)= 0,776667343^o= ~46,6'

.  [Observatie. Se putea folosi o formula mai eleganta, in genul:
.  u= arcsin(0,25∙D_w/2R_R) In aceasta formula n-am facut altceva decat sa scriu ca punctul de contact este bine sa fie la mijlocul inaltimii/latimii gulerului (inaltime guler, care e 0,25∙D_w) adica la 0,125∙D_w.]
 
.  Adopt u= 46,59'= 0,7765^o [Am modificat rezultatul -nesemnificativ- pentru a reduce nr. de zecimale la unghiul in grade.]

[De aici incepand, voi adopta un alt traseu de calcul decat acela dupa care ma ghidez acum (vechi de ~24 ani).]
.  Practic, aici alegem un punct de contact intre frontalul (sferic) al rolei si gulerul inelului interior (sferic si el), notat cu T. In variantele mai vechi ale constructiei interioare a rulmentilor conici, suprafata de contact a gulerului era conica (respectiv o linie tangenta la cercul de capat al rolei, in sectiunea plana prin axa rulmentului).
.  Cu timpul, din cauza existentei unei frecari de alunecare intre frontalul rolei conice si gulerul inelului interior -adica sfera pe con- s-a adoptat un contact sfera pe sfera, un contact care imbunatateste conditiile de ungere. Aceasta frecare de alunecare dintre frontalele rolelor conice si gulerul inelului interior reprezinta unul dintre cele mai importante puncte slabe ale acestui tip de rulmenti. La frecarea de alunecare filmul de ulei este "razuit", si poate aparea contact metal pe metal, in conditiile in care, in rulmenti, la frecarea de rostogolire, intre elementele metalice nu exista -si nu trebuie sa existe- acest contact direct ci intotdeauna elementele sunt separate de un film de lubrifiant.
.  De aici rezulta si o incalzire mai mare, in consecinta apare si preocuparea de a pozitiona punctul de contact dintre rola si guler cat mai aproape de "varful" rolei, dar nu se exagereaza nici in acest sens (eu as muta punctul -pata- de contact chiar pe raza de "varf" a rolei conice insa ar apare modificari tehnologice si acestea nu sunt agreate in "productie"). De regula, pata de contact (punctul T de contact) se alege pe mijlocul latimii gulerului (la 0,125∙W_R de "varful" rolei).
.  Calculul se bazeaza pe coliniaritatea dintre punctul de contact T si centrele de raza, ale rolei si ale gulerului.

.  Trebuie stabilite pozitiile celor trei puncte coliniare, O_g, O_R si T. O_g este centrul de raza al sferei gulerului, situat pe axa rulmentului si rezultat al intersectiei intre directia O_RT (care e perpendiculara pe tangenta in T) cu axa rulmentului, O_R este centrul de raza al sferei (de varf a) rolei si T e punctul de tangenţa al celor doua sfere.

.  Pornim de la valori definitive, fixate, pozitia punctului G, o directie - unghiul b, de inclinatie al axului rolei fata de axa rulmentului, unghiurile c si u).
.  19.  f_p= O'P= O'G∙cosc= 434,8∙cos0,9(3)^o= 434,742313
.  20.  PA= R_R- [R_R²- (Dw/2)²]^0,5= 391- [391²- (14,16493115/2)²]^0,5=
=0,064150172 - grosimea calotei sferice.

.  [Pentru cei care se intreaba de ce folosesc asa de multe zecimale exacte, raspunsul este: din considerente de siguranta obtinerii unui rezultat exact.
.  Altfel, din rotunjiri succesive pot sa apara erori la zecimala a treia, sau mai rau. Am pastrat obiceiul acesta, cu toate ca am fluctuatii la ultimele zecimale din siruri.]  

 
fig. 4. [rc.4b]
 []
https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/705/rc4b.jpg/

.  2.2.1.  Pozitia centrului de raza al rolei, O_R:
.  21.  Y_OR= O_RB= O'O_R∙sinb= [(f_p+ PA)- R_R]∙sinb=
[434,742313+0,064150172- 391]∙sin(11,7^o)= 43,80646317∙sin11,7^o= 8,883394186
.  22.  X_OR= O'B= O'O_R∙cosb= 43,80646317∙cos(11,7^o)= 42,89628799.  

.  X_OR e (un fel de) abscisa intr-un sistem de coordonate cu originea in O'. Ca o observatie, un calcul mult mai simplu si pretabil la programarea pe calculator poate fi realizat folosind geometria analitica si multimea de formule trigonometrice de aici s-ar reduce in mod semnificativ. Acuma voi merge pe sistemul vechi. Poate voi reusi sa dau un exemplu de aplicare a unui calcul analitic la alt rulment.  

.   Pozitia punctului C: derivă din pozitia lui O_R si directia data de unghiul (b-u).
.  23.  Y_C= CC'= Y_OR+O_RC∙sin(b-u)= 8,883394186+ 391∙sin(11,7^o- 0,7765^o)=
= 8,883394186+ 391∙sin(10,9235^o)= 82,97718248 ;
unde am notat, O_RC= R_R ;

.  24.  X_C= O'C'= X_OR+ O_RC∙cos(b-u)=
42,89628799+ 391∙cos(10,9235^o)= 426,8117872

.  2.2.2.  Pozitia centrului de raza O_g (pe axa rulmentului):

.  25.  O_gC'= CC'/tg(b-u)= Y_C/tg(b-u)= 82,97718248/tg(10,9235^o)= 429,9446306

.  26.  O_gO'= O_gC'- O'C' = Y_C/tg10,9235^o- X_C=
= 82,977182468/tg10,9235^o- 426,811787172= 429,944630523- 426,811787172=
= 3,132843351

.  2.2.3.  Raza (sferei) gulerului inelului interior:
.  27.  R_g= (O_gC'²+ Y_C²)^0,5= O_gC= O_gC'/cos(b- u)=
= 429,944630523/cos(10,9235^o)= R_g= 437,8785199
 
. fig. 7. [rc.7b]

https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/854/rc7b.jpg/

.  38 D_i1= 2∙Y₁= 2∙81,22513344= 162,4502669 (gres. 162,449811950)

.  39 D_iC= 2∙Y_C= 2∙82,97718248= 165,954365

.  40 D_i2= D_i1- 2∙C₁∙tgd=
162,4502669- 2∙31,40534525(m29,53854499)∙tg10,7(6)^o= 150,5063542= m151,2163618
.  40.1.  C₁= [(L_R/cosc)+ 1]cosd= [(30,964(m29,064)/cos0,9(3)^o+ 1]cos10,7(6)^o=
= 31,40534525 = m29,53854499  
.  40.2.  L_cdr= L_R/cosc+ 1= 29,06∙cos0,9(3)+ 1= 30,06385604  
.  L_cdr fiind lungimea generatoarei caii de rulare a inelului interior. Masurabila, cu exactitate in limitele jocului axial.

.  41 D_g= D_i2+ 0,22∙V_R= 150,5063542(m151,2163618)+ 0,22∙13,15813618(m13,22004267)= 153,4011442 = m154,1247712  
.  Se adopta D_g= 153,5= m154

.  42 0,5W_C= OO'+ 39,292- O'C'= 392,616303+ 39,292- 426,8117872= 5.0965158
.  Prin urmare, W_T= 10,1930316

 
fig. 8. [rc.8b]

https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/801/rc8by.jpg/

.  43 Dimensiunile canalului elicoidal de unsoare; sectiune axiala prin inelul interior, fig. 8. Adoptate, R=10 si adancimea canalului = 0,8.
.  x= [R²- (R-0,8]²]^1/2= 3,9






 
fig. 5.  [rc.5b]

http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img829/5150/rc5b.jpg#

.  16a.  D_w= W_R= 2∙O'N∙sinc= (2∙O'G∙sinc)= 2∙434,8∙sin0,9(3)^o= 14,16493115 ,
reprezentand diametrul mare al rolei, cota nematerializata (pentru ca se rotunjeste cu raza de racordare, de la "varful" rolei).

.  16b.  Raza calotei sferice (de varf) a rolei.
R_R= 0,9∙O'G= 0,9∙434,8= 391,32
Se adopta R_R= 391 mm

.  Deja am calculat anterior o parte din elementele geometrice ale rolei. Vom stabili si restul lor.
.  28.  Lungimea (teoretica) estimata a rolei conice,
.  L_R= 2(O'N- O'K)∙cosc= 2∙(434,8- 418,477460476)∙cos56'=
= 32,640748  (f/f: 28,77122228)  
.  Se adopta L_R= (32) 30,9= m29

.  29.  Lungimea totala a rolei, L_TOT,
.  L_TOT= L_R+ PA=  30,9 (fosta32)(m29)+ 0.064150172=
30,964150172 (fosta32,06415)= m29,064150172
.  [Evident, se putea alege L_R= 30,936 (ce nu poate fi masurata), iar lungimea totala (masurabila) ar fi fost un numar intreg - 31 mm!]

.  30.  V_R= W_R- 2∙L_Rtgc= 14,16493115- 2∙30,9(fost32)(m29)∙tg0,9(3)^o= 13,15813618 (fost 13,2229559) m13,22004267  
.  Si in acest caz, V_R e tot o cota nematerializata; ne dam seama ca ar fi fost bine sa alegem pentru W_R o valoare "rotunjita". La o proiectare ingrijita asa si trebuia actionat de la bun inceput, cu unghiuri "rotunjite" apoi rotunjind cote, acolo unde era posibil.

.  De altfel, trebuie subliniat faptul ca tehnologii se loveau in productie de probleme importante in realizarea, masurarea, controloul rolelor si datorita inexistentei -inca din proiectare- a unei suprafete frontale plan rectificate, destinata sa fie baza de masurare pentru role, bazare in prelucrare, etc.
.  Cel putin pentru rolele conice de dimensiuni mari, ar fi putut fi prevazute (putem propune caci ne aflam pe un forum de cercetare) inca din faza de proiectare gauri de centrare pe cele doua frontale iar rectificarea conului si a razei de capat ar fi urmat sa se faca cu bazare intre varfuri. Probabil ca tehnologul chiar asa si proceda. Sau, la rolele mici, sa se prevada o suprafata frontala ca baza de masurare.
.  Am incercat sa promovez contactul rolei conice cu gulerul inelului interior in zona razei de racordare a "varfului" rolei, in ideea obtinerii unei frecari minime de alunecare, in cazul unui rulment "cu probleme" din exploatare.
[Frecarea de alunecare poate fi chiar anulata, prin realizarea contactului intre rola si guler chiar in dreptul diametrului de rostogolire al rolei, W_R. Cred ca am vazut un astfel de model (ciudat) de rulment, cam ruginit, despre care banuiesc ca avea contactul axial nu cu gulerul, in capatul rolei, ci pe mijlocul rolei si a caii de rulare! Sau, poate avea chiar doua asemenea contacte, care injumatateau efortul per contact, nu mi-l mai amintesc decat pe cel de pe mijlocul cdr.]
Rezistenta producatorului in fata noutatii a "omorat" din faşă initiativa mea. Probabil ca o abordare potrivita ar fi avut succes (de ex. pe linia unei cercetari in colaborare cu un producator)....

.  3.1.  Verificare.

.  Odata stabilita rola, se poate face un (pre)calcul estimativ al capacitatii cu scopul de a constata apropierea de capacitatea din catalog (urmarim interschimbabilitatea). La acest calcul am lasat si varianta initiala cu comentariile legate de cele doua capacitati rezultate. Poate ca apare o supraincarcare a atentiei cititorului, caruia ii cer scuze.

.  31. D_pw= 2∙(f_p- L_R/2)∙sinb= 2∙(434,742313- 30,9(m29)/2)∙sin11,7^o=
= 170,0543082 = m170,4396041

Acesta e un diametru mediu de dispunere a "centrelor" rolelor (Pitch Diameter). Se foloseste la toate felurile de corpuri de rostogolire; la corpurile simetrice, centrul lor geometric este pe PD, la cele asimetrice e o asociere usor relativa...  

.  Capacitatea radiala statica de baza,
.  32. C_or= 21,6∙i∙Z∙L_we∙D_we∙cosa= 21,6∙4∙34∙28,7(m26,8)∙13,661533666(m13,69248691)∙0,975789686= 1.124.000 N= 1.124 kN = m1.052 kN

.  (fost: C_or= 21,6∙4∙34∙29,8∙13,69394353∙cos12,6(3)^o= 1.169,75 kN)
.  (fost: D_we= (W_R+ V_R)/2= (14,1649311535+ 13,2229559)/2= 13,69394353)
.  32.1.  D_we= (W_R+ V_R)/2= (14,16493115+ 13,15813618(m13,22004267))/2=
= 13,661533666  (fost 13,69394353) =m13,69248691.
D_we este diametrul mediu al rolei, luat in calculul capacitatilor.
.  32.2.  L_we= L_R- 2,2  
.  Razele de racordare ale rolei sunt:
.  32.3.  r_max= 1,2^±0,3 ; r_min= 1^±0,3
.  Diametrul mediu al rolei conice este folosit in calculul capacitatilor de incarcare.
.  Numarul de role, Z, de pe un rand, va fi stabilit la calculul coliviei (de unde l-am "(pre)luat").
.  Lungimea rolei, considerata la calculul capacitatii, L_we, este cea aflata efectiv in contact cu calea de rulare, deci am scazut semisuma medie a razelor (= 2,2 mm). Nu cred ca voi ramane pana in final la lungimea L_R= 32mm deoarece nu mai raman decat vreo trei mm latime pentru gulerul secundar al inelului interior...
.  Nici nu se compara capacitatea statica pe care am obtinut-o eu cu aceea din catatlogul SKF, care-i aproape dubla. Sa analizam putin aceasta situatie.
In primul rand, nu stim ce coeficienti de material a introdus producatorul de rulmenti in formula lui de calcul. Sa calculam capacitatea dinamica:
.  33. C_r= f_c(i∙L_we∙cosa)^7/9∙Z^3/4∙D_we^29/27=
= 80,91(m80,88)∙(4∙28,7(m26,8)∙0,975789686)^7/9∙34^0,75∙13,661533666^29/27(m13,69248691)= 741.241 N= 741 kN = m704 kN
.  [741 kN e foarte aproape de 733 kN, ai SKF]
.  (fost: = 79,7(4∙29,8∙cos12,6(3)^o)^7/9∙34^0,75∙13,69394353^29/27= 754 kN)
 
.  33.1.  L_we= 30,9- 2,2= 28,7 (fost 29,8]= m26,8
.  Pentru determinarea coef. f_c se calculeaza raportul:
.  33.2.  D_wecosa/D_pw= 13,69394353∙cos12,6(3)/170,05431=
= 0,0785773= m0,078391331    
.  33.3.  Rezulta f_c= 80,91 (fost 79,7) = m80,88
.  Ei bine, de data aceasta, capacitatea dinamica obtinuta de mine se apropie binisor de aceea din (acelasi) catalog SKF, respectiv 858 kN. In mod normal ar fi trebuit sa fie mult mai apropiate cele doua valori deoarece formula de calcul este conform ISO iar in spatiul rezervat rolelor l-am folosit destul de bine.

.  Aici apare un amanunt, si anume faptul ca in catalogul SKF din 1993, pe baza otelurilor de puritate ridicata (fabricate de SKF in otelarii proprii, cred ca incepand de prin anii '80), coeficientul de material a putut fi marit de firma SKF foarte mult fata de anii precedenti, fara sa modifice constructiile interioare ale rulmentilor sai.
.  Luam la intamplare, un alt catalog SKF (din 1978) si un exemplu, rulmentul 32028X:
- (1978) Cr= 280 kN ; Cor= 310 kN;
- (1993) Cr= 330 ; Cor= 585 kN;
sau, alt exemplu, rulmentul 32240:
- (1978) Cr= 1.040 kN ; Cor= 1.120 kN;
- (1993) Cr= 1.210 kN ; Cor= 2.000 kN;
.  Fiindca -de regula- constructia interioara a rulmentilor omologati la o firma de rulmenti nu se schimba cu anii (zeci de ani), e clar ca e vorba de aceiasi rulmenti atat in '78 cat si in '93. Ce s-a schimbat? Otelul! Cu cat a crescut coeficientul capacitatii (si de durabilitate)?
.  Aflam simplu:
330/280= 1,178; cu aproape 18% a crescut coeficientul dinamic.
585/310= 1,887; cu aproape 90%! a crescut coeficientul static.

1.210/1.040= 1,163; aproape 17,5% crestere la dinamic (practic acelasi cu precedentul caz).
2.000/1.120= 1,785; aproape 80% crestere la static (f. aproape de precedentul caz).

.  Si putem extinde acest "ministudiu" dar in ce priveste proiectul de fata e suficient ce-am aflat. Ne intoarcem la proiect; marim 754 cu 17% si rezulta 882 kN! Deci din pdv. constructiv am depasit capacitatea 858 kN a rulmentului SKF! Rulmentul nostru depaseste performantele modelului dupa care ne ghidam!

[Daca am folosi acelasi otel, atentie! La inceputul anilor '80 toata lumea folosea otel de rulmenti vidat. Si acesta este de o calitate (puritate) superioara otelurilor elaborate clasic (electric). La rulmenti, oboseala fiind solicitare majora, s-a mers permanent pe ridicarea puritatii otelurilor de rulmenti si se foloseau oteluri normale vidate, REZ si RAV. REZ - otel retopit electric sub zgura, superior in puritate otelului vidat. RAV - otel retopit cu arc electric in atmosfera vidata, deci 'reretopit". Firma SKF are in nomenclatura aceste tipuri de oteluri pe clase de puritate. In industria romaneasca (la sf. anilor '80) se folosea otelul de rulmenti obisnuit, vidat, RULv- STAS11250 pentru toate utilizarile iar pentru aviatie otelul RUL "rezat" sau "ravat", notate cu cifrele 8, respectiv 9, in sufix la simbolurile rulmentilor.]

.  O explicatie (a depasirii constructiei SKF) ar putea fi aceea ca am exagerat la lungimea rolei. In plus, proiectul nostru trebuie doar sa egaleze performantele celui pe care il inlocuieste, indeplinind obiectivul (ce ni l-am propus, al:) interschimbabilitatii. Aceste amanunte sunt cunoscute specialistilor in rulmenti dar pentru marea majoritate a celorlalti proiectanti ele pot fi interesante. Nu stiu cum stau lucrurile la ora actuala, cum au mai evoluat. Un otel de puritate superioara inseamna si o crestere a durabilitatii rulmentului, respectiv a fiabilitatii lui (dar si a pretului).

.  Voi lucra in continuare cu o lungime a rolei, L_R= 30,9 mm (m29). Cu (retro(retro))corecturile de rigoare.







 
fig. 6.  [rc.6b]


https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/13/rc6b.jpg/

.  34. B= 160,338/2- a- b= 80,169- 1,588- 37,704= 40,877
.  [Latimea B este teoretica; in realitate, la aceste latimi intermediare pot sa apara -si se admit uneori- abateri importante la latimile pieselor fizice deoarece ele pot fi corectate la montaj prin modificarea latimilor distantierelor (ce vor fi executate la alte cote decat cele din desene). In final doar latimea totala a rulmentului se va incadra strict in standardele internationale iar jocurile axiale din rulment vor fi realizate cu mare atentie.]
.  34.1.  a= (160,338- 157,162)/2= 1,588
.  b= 75,408/2= 37,704
.  34.2.  c= B- b= 40,877- 37,704= 3,173 (De aici am dedus distantierul= 2c= 6,346)  

.  35.  D₁₂= 2∙Y_v+ 2∙34,13∙tga= 2∙88+ 2∙34,13∙tg12,6(3)^o= 191,2996194

.  36.  D₁₁= D₁₂ [In v.v. erau diferite.]

.  37. D_o= D₁₂- 73,025∙tga=
= 191,2996194- 73,025∙tg12,6(3)= 174,9319853
.  Acesta este un diametru nematerializat, teoretic, folosit ca baza de calcul in calculele ulterioare.
.  Inelul exterior dublu este "mai lat" cu ~3 mm; probabil in ideea ca jocul axial al intregului rulment se va asigura prin reducerea latimii lui, la montaj.    
---------------------------------------------------------------
sau:
. 35. Do= 2∙Yv- 2∙c∙tg(alfa)= 176- 2∙1,585∙tg12,63333333o= 175,28949
. Acesta este un diametru nematerializat, teoretic, folosit ca baza de calcul in calculele ulterioare. Calculul lui porneste de la aceeasi pozitie a punctului V (Yv= 88 mm).

. 36. D11= Do+ 2∙(73,025/2)∙tg(alfa)= 175,28949+ 73,025∙tg12,6333o= 191,6571241

. 37. D12= 2∙Yv+ 2∙34,13∙tg(alfa)= 191,2996194
.  In calculul vechi am folosit aceasta varianta.  
---------------------------------------------------------------
.  44.  Duritatea distantierului poz. 36428-15.
.  Distantierul se va executa din OLC45, imbunatatit. Gasim formula dependentei duritatii de % de Carbon existent in otel:
HRC≥ 15+ 50∙C^0,5= 15+ 50(0,45)^1/2= 15+ 50∙0,65= 48,5 HRC
(C - procentul de carbon la OLC45 dupa calire.)

.  5. Estimarea durabilitatii si a clasei de precizie a rulmentului.

.  Specifice laminoarelor, le sunt "casetele". Acestea chiar arata ca niste casete, continand in interiorul lor rulmentii gata montati. Astfel, schimbarea rulmentilor la un laminor, respectiv a casetelor, poate dura cateva minute. Unele casete se schimba la 8 ore! Deci durabilitatea unui rulment de laminor poate fi de opt ore, tot atat cat durabilitatea cilindrului de laminor.
[Ca paranteza, am lucrat intr-o intreprindere care executa si cilindri de laminor (cca 1m diametru). Pe langa costul otelului (special) de cateva tone, se adaugau costurile deloc mici ale elaborarii otelului, ale forjarilor multiple precum si cele ale enormei energii calorice folosite la tratamentele termice interoperationale ale cilindrului plus costurile prelucrarilor mecanice foarte precise (rectificare cu prindere intre varfuri) ce finisau totul. Nu stiam pe atunci ca un asemenea cilindru - o bijuterie de zece tone, extrem de scumpa - lucra, poate, cateva ore dupa care iesea din uz (probabil unele cazuri in extremis). Unii cilindri se reconditionau/rectificau la cota mai mica, altii se rupeau(!), altii isi pierdeau duritatea mantalei (obligatorie de la 55 HRC in sus), etc.]

.  Aici ma confrunt cu unele probleme legate de valoarea fortei de laminare, pe care nu o regasesc explicit in vechiul meu calcul. Intr-un prim calcul facut dupa un catalog Koyo (pag. 58, pe care nu-l mai am la dispozitie) rezulta ca F_r= 40 tone:
.  45. P= X∙V∙F_r+Y∙F_a= 1∙1∙40+ 2,01∙2= 44 t , unde,
F_r si F_a sunt forta radiala, respectiv axiala, de laminare (posibil tabla laminata),  X= 1, V= 1, Y= 2,01 fiind coeficientii.
.  Raportul C/P= 700/44= 15,9, coeficientul de durabilitate.

.  Dupa un catalog Torrington (nr. 12650), pag. 19, acelasi calcul al durabilitatii rulmentului:
P_e= 0,25∙P+0,83∙K∙T= 0,25∙40+ 0,83∙1,74∙2= 12,9 t
Unde, P_e - sarcina radiala echivalenta, P si T sunt sarcina radiala, respectiv axiala, de laminare, K - factorul axial al rulmentului.
.  Aici vad ca am ales n= 1.500 rot/min. Poate ca este turatia cilindrului/rulmentului. Nu sunt sigur ca aceasta era in laminor...
.  L_f= (BDCxSF)/P_e= (700∙0,32)/12,9= 17,36  
.  L_f, un simbol provenit probabil din life factor (coeficientul de durabilitate).
.  Am obtinut o durabilitate foarte apropiata de aceea calculata cu formulele Koyo.
BDC - Sarcina dinamica de baza (C_r), SF - factor de viteza (pe care l-am preluat din diagrama de la pag. 70, considerand o viteza de rotatie de 1.500 rot/min)

.  Acelasi calcul, dupa catalogul romanesc URB nr. 7193:
(pag. 380) P_r= F_r+ Y₁∙F_a, cand,  F_a/F_r≤ e , (si este mult mai mic decat e).
.  e= 0,34; Y₁= 2; P_r este aceeasi sarcina radiala echivalenta, F_r si F_a au aceleasi semnificatii ca si la calculul Koyo.
.  P_r= 40+ 2∙2= 44 t
.  C/P= 700/44= 15,9 Acelasi rezultat ca si cel de la Koyo, ce corespunde la cca (L_h=) 100.000 ore de functionare.

.  Trebuie sa mentionam faptul ca prin alegerea acelorasi dimensiuni constructive (ca si la modelele existente, ale firmelor consacrate), folosind aceleasi calitati de oteluri, rezulta automat si aceleasi durabilitati. Estimarea durabilitatii, dupa diverse surse, facuta mai sus este mai mult un exercitiu, o "explorare" comparativa. In acelasi timp, am aflat -poate aproximativ- "ce poate" rulmentul proiectat aici.

.  Tot din cataloage URB (si SKF), mai vechi, au subzistat niste formule de calcul ale turatiei limita pentru un rulment. Astfel, turatia limita pentru acesta ar trebui sa fie:
200.000/190= 1.050 r/m. Fata de 1.500 r/m cat are cilindrul in laminor, e cam putin. De aceea -cred eu- s-a luat decizia maririi clasei de precizie a rulmentului "conic", de la Normala, la P6 (desi nu prea agrea producatorul din Brasov sa faca r. conici cu clase de precizie peste cea normala). [Prin marirea clasei de precizie, creste semnificativ turatia limita.]
.  De altfel, in catalogul SKF exista o litera adaugata la simbol. Litera A inseamna constructie interioara modificata. In preambulul tabelului cu dimensiuni ale rulmentilor pe patru randuri, scrie: "SKF four-row taper roller bearings are produced with dimensional accuracy corresponding to the Normal tolerance classes for metric and inch-size bearings. The running accuracy of all bearings is to tolerance class P5 specifications." [Subl. mea]
.  Deci, cotele internationale de montaj sunt executate in precizie normala, P0, dar precizia de rotire este P5 (cu doua clase deasupra celei normale). Precizia de rotire se ridica prin reducerea tolerantelor si in special prin reducerea abaterilor de forma si pozitie ale cailor de rulare si ale corpurilor de rostogolire, sortari suplimentare, etc.
.  Prin urmare, este explicabila -inca o data- precizia P6 adoptata in vechea proiectare, la acest rulment. Ar fi trebuit sa fie P5 dar am spus deja ca existau unele limitari tehnologice in fabricatie.
.  [Limitari ramase -cred eu- la nivelul anilor '50 si neaduse in pas cu cerintele anilor '80; paranteza: precizia de rotire nu putea fi crescuta peste cea normala la "conici" deoarece rolele conice se produceau doar in precizie normala, P0. In principal rolele erau problema deoarece inelele puteau fi executate in P5 fara probleme deosebite. La un moment dat, la inceputul anilor '90. trecand intamplator prin sectia de role am observat pentru prima data o preocupare serioasa pentru abaterile rolelor conice, care au fost limitate drastic de tehnologi, si afisate, "atasate", cu tabele exacte, fiecarei masini de rectificat, fiecarui post de lucru, "la 50 cm de ochii operatorului", pentru fiecare tip de rola prelucrata. Evident, se faceau si sortari suplimentare; din cate imi amintesc, se obtineau prin sortare role conice de clasa P5 doar in proportia de una din o suta de role fabricate! Deci se incepuse o actiune constienta indreptata in sensul obtinerii si de rulmenti conici mai precisi decat clasa normala. Din pacate, fabrica s-a desfiintat pe la sfarsitul anilor '90, deci nu a mai fost nevoie de niciun efort de perfectionare...)  

.  Nu am spus pana acum ca turatia limita a rulmentului "single", pe un singur rand de role conice (folosind ca si comparatie rulmentul 32028, cu n_lim= 1.600 rpm/grease), care sta la baza constructiei rulmentului TQO proiectat aici, se da in catalogul SKF si ar trebui sa se situeze -la ungere cu unsoare- in jurul valorii de 1.600 rot/min. S-ar putea deduce de aici ca si rulmentul pe patru randuri (36428) va trebui sa atinga aceeasi turatie. Gresit!
.  Odata cu dublarea, triplarea, cuadruplarea randurilor, turatia "ansamblului" multiplicat scade semnificativ. [Nu-mi mai amintesc formulele.]
.  De asemenea, turatia limita data in catalog este calculata pentru o anume incarcare "standard" a rulmentului. Ceea ce nu este cazul nostru, unde fortele (de laminare) dau o incarcare foarte mare pe rulmenti, iar odata cu incarcarea turatia "limita" scade foarte mult.
.  Evident, pentru proiectantul rulmentului aceste informatii sunt corolare, orientative, etc. Ele devin importante atunci cand tema de proiectare a rulmentului este neclara (si cam asa a fost si aceasta).  






.  Cred ca la acest laminor se inverseaza des directia de laminare, ceea ce face ca rulmentul sa fie oprit/franat destul de brusc pentru a-si inversa rotatia. Colivia de tabla, pe care o voi calcula in continuare, de regula nu rezista bine la asa ceva si se prefera coliviile masive din alama sau otel. In plus, daca rulmentul este doar piesa de schimb (deci produs unicat sau serie f. mica) si pentru ca tehnologia obtinerii unei colivii ambutisate de tabla -la care se mai si stanteaza ferastruicile trapezoidale- este complicata si f. costisitoare in sine (matrite, stante), producatorul va alege de fiecare data o colivie masiva care se realizeaza prin aschiere la costuri normale.
.  Totusi, ca exemplu de proiectare, voi merge pe varianta colivie de tabla. Voi folosi vechiul mers de calcul -poate cam lung- pe care l-am alcatuit in vederea programarii lui pe un calculator FELIX CE 130P, de birou, pe care l-am avut o vreme in dotare. Pentru prima parte de calcul a rulmentului conic aveam alte doua programe, de 30 respectiv 50 de pasi. Cu acestea si cu programul pentru colivie puteam proiecta in cateva ore orice rulment "conic". Probabil ca la ora aceasta, in birourile specializate, nu mai "proiecteaza" nimeni asa ceva ci "se ruleaza" pe un PC niste programe -deja existente de mai multi ani- si se scot la imprimanta desenele de executie.
.  In fig. 9, (construita cu putina geometrie descriptiva) se definesc elementele folosite in calculul coliviei.

[url=http/rc9b.jpg/][/url]
 
fig. 9.  [rc.9b]
http:/imageshack.us/photo/my-images//rc9b.jpg/  

.  46.  Grosimea tablei din care se ambutiseaza colivia, g= 0,175∙W_R= 0,175x14,1649311535= ~2,5 mm
Am ales grosimea standardizata de tabla, cea mai apropiata.


.6.1.  Calculul cotei QZ; Programare pe Felix CE 130P


.  47.  M1← Σ= arctg(W_R∙sinu_o/2/f_p^R)=
= arctg(14,16493∙sin20^o/2/434,742313)= 0,319243735^o= 19' 9,3" ;
.  f_p^R= f_p

.  48.  θ= tg^-1[W_R/(2∙f_p^R∙sinu_o)= tg^-1(14,1649311535/2/434,742312964/sin20)=
= 2,727064339^o= 2^o 43' 37,5"

.  49.  M3← O'T= f_p^R/cosΣ= 434,742312964/cos0,319243735^o=
= 434,7490615 ;
.  50.  M4← tg(θ+ β)= tg(2,727064339^o+ 11,7^o)= 0,257259923 ;
.  51.  M5← sin(β+ Σ)= sin(11,7^o+ 0,319243735^o)= 0,208240206 ;
.  52.  M6← cos(β+ Σ)= 0,978077715 ;

.  53.  R_w= [(0,5W_R∙cosu_o)²+ [O'T∙sin(β+ Σ)]²]^1/2=
[(7,082465576∙cos20^o)²+ (434,7490615∙0,208240206)²]^1/2= 90,77653317

.  54.  α_c= arcsin[R_w/O'G]= sin^-1(90,77653317/434,8]= sin^-1(90,77653317/434,8]=
= 12,05073051^o= 12^o 3' 2,6"
.  Lungimea generatoarei conului (rolei), L_g= O'N= O'G= 434,8

.  55.  M7← cosα_c= cos12,05073051^o= 0,977963129

.  M8← W_R/2= 7,082465576
.  M0← g/4= 0,625
.  Ma← 180
.  Mb← sinu_o= sin20^o= 0,342020143
.  Mc← cosu_o= cos20^o= 0,93969262

.  56.  O₁A₂= O'T∙cos(β+ Σ)∙tg(θ+ β)= 434,7490615∙0,978077715∙0,257259923=
= 109,3916448
.  E posibil ca sa se faca confuzii intre O'T din spatiu (caci este o generatoare a rolei, care nu se afla in planul definit de O'O₁A₂) si O'T din acest plan (al hartiei).  
.  Triunghiul AQZ face parte din proiectia rabatuta a planului (vazut din profil ca linia) A₁T; La fel, triunghiul A₃OT este rabaterea planului A₂T₁T (vizibil tot ca linie in stg. desenului, fiind perpendicular pe planul hartiei).

.  57.  A₂T= O₁A₂- O'T∙sin(β+ Σ)= 109,3916448- 434,7490615∙0,208240206=
= 18,85941067^o= 18^o 51' 33,9"

.  58.  ψ= tg^-1(0,5∙W_R∙cosu_o/A₂T)= tg^-1(7,082465576∙0,93969262/18,85941067)=
= 19,43754412^o= 19^o 26' 15,2"

.  59.  R_w^fm= R_w+ 0,25∙g/cosα_c= 90,77653317+ 0,625/0,977963129= 91,41561657  

.  60.  ^T₁=  180^o- sin^-1(O₁A₂∙sinψ/R_w^fm)=
= 180- sin^-1(109,3916448∙sin19,43754412/91,41561657)=
= 156,5332361^o= 156^o 32'  

.  61.  ^O₂= 180- ^T₁- ψ= 180- 156,5332361- 19,4375441=
= 4,029219835^o

.  62.  ON= R_w^fm∙cosO₂- O'T∙sin(β+ Σ)=
= 91,41561657∙cos4,029219835- 434,7490615∙0,208240206= 0,657434671

.  63.  QZ= (0,5∙W_R/sinu_o- ON∙cos(β+ Σ)/cosΣ- 0,5∙W_R∙sinu_o)∙tgu_o=
= 6,421296064
.  Cota aceasta e de prima importanta deoarece ea va fi materializata de poansonul care va decupa ferastruicile.

.  Pasii programului erau urmatorii:


.  
http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img208/6195/prgcolivie.jpg#
[Pasi program] [PRG colivie]
.  Dupa rularea programului, se puteau recupera (de ex.) valorile: O₁A₂ de la pasul 06,  ψ de la pasul 14, R_w de la pasul 31, etc.

.  6.2.  Dimensiunile si pozitia ferastruicilor; Dimensiuni principale colivie

.  Din fig. 9. se poate deduce destul de clar faptul ca ferestruica (f-ile) coliviei prezinta -pe langa decuparea trapezoidala- si doua tesituri, de o parte si de alta a ferastruicii, inclinate la 20 grade fata de planul de simetrie axial al ferastrucii, incepand de la fibra medie a tablei. In calcul, aceste doua tesituri sunt considerate ca fiind tangente la generatoarele rolei, ferastruica aflandu-se in contact cu rola pe baza mica a acesteia si pe cele doua generatoare. Jocul se va realiza ca joc axial al rolei in ferastruica.  
.  Evident, calculul se poate desfasura si cu alte formule. Acesta a fost folosit pentru calculul coliviilor de tabla la cel putin 20 de rulmenti diferiti si nu au fost reclamatii deci a fost validat.
Cea mai mare colivie realizata cu acest mers de calcul a fost pentru rulmentul 36476J, diametrul ei exterior ~553 mm, din tabla de 8 mm grosime. Aceasta a fost cea mai mare colivie de tabla ambutisata pentru rulmenti cu role conice, proiectata si executata in Romania, la Brasov.

.  [Desi acum, aici, am usoare diferente fata de v.v. (calculul din urma cu 24 ani, fata de care am introdus date de pornire usor modificate valoric), gasesc vechiul QZ ca era QZ_vv= 6,4212347 mm. Prin urmare, primele trei zecimale sunt aceleasi, cele de atunci cu cele de acum. Adica rezultatele coincid "la micron".]

.  64.  l_w= 2∙QZ= 2∙6,421296064= 12,84259213
.  l_w - latimea ferastruicii in dreptul muchiei W_R a rolei.

.  65.  l_v= 2∙Q'Z'= 2∙QZ- (W_R-V_R)∙cosu_o=
= 12,84259213- (14,1649311535- 13,15813618)∙0,93969262= 11,89651433
.  l_v - latimea ferastruicii in dreptul muchiei V_R, a rolei. Aproximativ, ea poate fi aflata cu regula de trei simple. Exact, se reintroduc datele in program cu datele diametrului V_R si aferente lui, obtinand cota Q'Z'. Cred ca poate fi aflata si cu o noua formula:
.  65.1.  Q'Z'= Q'T'- ZT= QZ- 0,5∙(W_R-V_R)∙cosu_o unde,
.  65.2.  QT= 0,5∙W_Rcosu_o;
.  65.3.  Q'T'= 0,5∙V_Rcosu_o;
.  65.4.  ZT= QT- QZ.

 
fig. 10.  [rc.11b]

https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/826/rc11b.jpg/

.  Formula a reiesit din conditia, autoimpusa, ca decuparea marginilor ferastruicii (pe lungime) sa se faca dupa o linie paralela cu linia (liniilor) de tangenta a ferastruicii cu rola, linie de tangenta aflata exact pe fibra medie a (grosimii) tablei. [Nu inteleg de ce, cu cinci formule diferite am obtinut cinci rezultate diferite! Probabil din cauza "rotunjirilor" sau chiar din lipsa lor!)
.  Cu regula "de trei simple", un calcul rapid cu o "formula aproximativa":
l_v= 12,842592x13,158136/14,164931= 11,929784
[.  Ce-i drept, diferenta de trei sutimi de milimetru nu ar afecta in nici un fel functionarea rulmentului dar l-ar incurca un pic pe tehnolog la proiectul matritei.]  
Aproximarea provine din neparalelismul generatoarei rolei (luata aici in considerare prin W si V) cu linia de tangenta (de fapt cu fibra medie de pe decupare, care-i paralela cu l. tangenta). Ori "Thales-ul" din formula aproximativa de mai sus, le considera paralele.
.  Am avut rabdarea sa calculez cu PRG de mai sus cota Q'Z' si am obtinut aceeasi valoare (la primele patru zecimale) cu rezultatul formulei 65, respectiv, 11,89653809.

.  Unghiul coliviei s-a obtinut deja cu formula 54,
α_c= arcsin[R_w/O'G], a carei deducere se poate face cu usurinta din fig. 11.:

 
fig. 11.  [rc.12b]

https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/834/rc12b.jpg/

.  66.  L_f= L_R+ J_a= 30,9(m29)+ 0,5= 31,4^+0,6 = m29,5^+0,6 Prin L_f am notat lungimea ferastruicii.

.  67.  Diametrul (interior) al coliviei, D_ic,
.  D_ic= D_c1= 2∙[R_w+ (J_a+ l₁)∙sinα_c- 0,25∙g∙cosα_c]=
= 2∙[90,77653317+ (0,5+ 4)∙0,208777675- 0,625∙0,977963129]=
= (182,2096115) m'182,1873276 [m' - modificare conf. formulei 77.]
.  67.1.  l₁= 4 mm, adoptata; Aceasta cota pozitioneaza ferastruica, pe generatoare, fata de marginea (prelucrata prin aschiere a) coliviei.  
.  67.2.  J_a= 0,5 mm - jocul axial al rolei in ferăstruică. Pentru acest joc (radial) exista o norma uzuala de jocuri. Conf. NII... jocul radial se recomanda la: 0,050...0,300 mm. Deci am mers pe ideea unui joc radial maxim al coliviei. Jocul mai mare produce zgomot mai mare, colivia capata oscilatii de amplitudine mai mare, ceea ce, in general nu se recomanda. Ghidarea insasi a acestei colivii fiind "pe role", atunci si calitatea ghidarii va depinde de jocul dintre role si colivie. Joc mai mic - ghidare mai buna. Pe de alta parte, la rulmenti solicitati "mai tare" apar si incalziri mai mari, dilatari si atunci e preferabila valoarea maxima a jocului coliviei.  
.  Aici, un joc radial (maxim) de 0,3 mm ar fi suficient . El ar corespunde la un joc axial de 0,7 mm (conf. formulei, J_a= J_R/2/tgα_c).
.  Si formula 67 contine o usoara aproximare deoarece jocul se va masura in lungul axei de simetrie a ferăstruicii si nu in lungul tangentei, a laturii ferastruicii (asa cum am considerat in formula). Diferenta -minora- este preluata de toleranta la joc.
.  Pentru cei care nu stiu, la montaj, colivia (deoarece nu poate trece peste role) va fi deformata putin, cel mai mult avand de suferit puntitele. Puntitele deformate vor fi apoi "recalibrate" tangente la role (printr-o alta deformare a puntitelor - cu ansamblul inel interior+ role+ colivie - in matrita). Este evident ca in aceste conditii sutimile calculate la proiectare nu mai au nici un sens.
.  [Off topic: Vreme de 40 de ani s-a procedat asa, in spiritul unei "traditionale" lipse de comunicare=colaborare dintre tehnologi si proiectanti. Desi proiectantii (inclusiv subsemnatul) aveau mai multe solutii pentru evitarea acestei deformari a coliviei in timpul montajului...]

.  68.  D_c2= D_c1- 2∙H∙sinα_c=
=182,209611(m'182,1873276)- 2∙35,4(m34,5)∙0,208777675= 167,4281516= (m167,8039514)  = m'167,781668

.  68.1.  Cota H= 35,4 (m34,5) e adoptata din trasaj ca lungime a generatoarei interioare a coliviei.

.  [Intrucat, pana la urma, am definitivat desenul coliviei (fig. 16.) intr-o varianta ce difera de fig. 14. (unde am considerat cota H de-a lungul generatoarei), ca sa nu fie nevoie sa modific calculele dinainte, voi lua cota H₁ egala cu proiectia cotei H pe axa rolei: H₁= H∙cos(α_c- β)= 34,49935362.
Din cate se observa, insa, nu exista o diferenta notabila intre H si H₁, diferenta fiind mai mica de un micron! In practica, cele doua cote sunt identice. De aceea, nu va trebui sa mai fac corijari ale rezultatelor precedente.
* Observatie: La coliviile de tabla nu pot fi masurati micronii. Ca sa nu mai pomenim si faptul ca diametrul D_c1 e cota unei muchii... Toata precizia de executie a acestei colivii de tabla sta in precizia de realizare a matritei cu care este ambutisata colivia, in precizia poansoanelor ce decupeaza ferastruicile, etc. La matrite, o precizie de o sutime este considerata buna (din considerente practice).]

.  Latimea totala a coliviei, L_c,
.  69.  L_c= g+ 35,4(m34,5)∙cosα_c= 2,5+ 35,4(m34,5)∙0,977963129= 37,11989477 = m36,23972795
.  [E nevoie de un trasaj! Pana acum am lucrat fara. Trasajul e obligatoriu.]

.  69.1.  L_c= H∙cosb+ 2,5- r∙(sinα_c+ cosα_c- 1)=
= 34,5∙cos11,7^o+ 2,5- 0,2∙(sin11,7^o+ cos11,7^o- 1)= 36,24583881
Motivatia acestei modificari este ca s-a tinut cont si de raza de racordare r.  

 
fig. 12. [rc.14b]
 
https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/827/rc14b.jpg/

.  Din trasaj rezulta necesitatea de scurtare a rolei, in primul rand pentru ca aproape ca nu mai ramane guler secundar, al doilea, pentru ca baza mica a coliviei iese cam mult in afara frontalului rulmentului (iesire evitata de regula). Am scurtat rola adoptand: L_R= 29, fapt ce determina modificari corespunzatoare in calculele de mai sus. Voi nota modificarile cu m.
.  Tot din analiza trasajului, se poate constata ca ar fi fost recomandabil ca diametrul rolei (D_we) sa fi fost mai mare cu pana la un milimetru, aproape. Cresterea de diametru se putea face inspre inelul interior, care se vede ca e mai "gros" ca cel exterior (nu o mai fac deoarece ar trebui sa refac tot calculul rulmentului). De asemenea, se constata ca rola putea fi lungita fata de ultima alegere (29 mm) cu un milimetru, lasand colivia sa depaseasca axial fata rulmentului dar si deplasand rola cu o jumatate de mm spre dreapta (confirmandu-se astfel comentariul de la formula 6., privitor la alegerea unei cote mai mici de 0,12").
.  Totusi, de regula, nu intotdeauna eforturile indreptate spre maximizarea geometrica a capacitatii rulmentilor prin mariri (peste norme) ale corpurilor de rostogolire sunt justificate si benefice ci din contra, pot aduce mai multe necazuri, in mai multe feluri. Trasajul final, in fig. 13.

 
fig. 13. [rc.15b]

https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/405/rc15b.jpg/

.  Modificarile repetate pe care le-am efectuat, pe parcurs, fac materialul mai greu de urmarit. De aceea, doar rezultatele finale sunt prezentate cu caractere ingrosate. Variantele anterioare, la care am renuntat pe parcurs, au fost pastrate pentru ca o (eventuala) persoana interesata de amanunte sa poata urmari si anumite ratiuni si rationamente.

.  70.  Z= 2∙π∙R_w^fm/(l_w+ 4)= 2∙π∙91,41561657/(12,84259213+ 4)= 34,102 ; Se adopta, Z= 34.
.  Stabilind numarul de role, Z, am fixat si numarul de ferastruici si puntite. Latimea unei puntite am aproximat-o la cca 4 mm.

.  70.1.  Verificam distanta dintre doua role: d= π∙D_p∙sinb/34= 2∙π∙D_p∙sinb/34= 2∙π∙434,7423132∙sin11,7^o/34= 16,29
.  Prin urmare, distanta dintre doua role este (aproximativ) 16,29- 14,16= ~2 mm, ceea ce este suficient caci jocul rolei in colivie este sub 1 mm.

.
 


.  6.3.  Problema cotarii coliviei; Calculul unor cote tehnologice  

.  Colivia ii pune diverse probleme tehnologului, in special pentru ca nu prea are baze de masurare bine definite fizic. Din examinarea desenului coliviei (v. schita din fig. 14.) rezulta ca "baza de pornire", (a intregului lant de cote) la executie si control, este o muchie/"un colt".
.  Tehnologul ce va proiecta matrita (in care va fi executata colivia) va trebui sa plece de la o baza numerica dubla: aceasta este constituita din ansamblul D_ic si unghiul α_c. Aceste doua valori sunt prevazute in desenul de executie special pentru uzul tehnologului. In acelasi scop am prevazut si cotele a_v si a_w. Toate cele patru cote numite aici sunt netolerate, valorile lor absolute nu vor putea fi obtinute in fabricatie dar vor sluji la calculul tehnologic (al matritei).
.  [E de dorit,totusi, sa se poata masura colivia si cu verificatoare obisnuite, nu numai cu calibre sau cu mijloace indirecte.
- In cazul ca executantul va solicita o cota masurabila -conform standardelor metrologice- a diametrului D_ic, in matrita se poate "amprentá" diametrul D_ic pe o scurta portiune cilindrica, reprezentata cu linie intrerupta in fig. 16., pe toata circumferinta bazei mari a coliviei sau numai pe un numar par de arce scurte din aceasta circumferinta.
- Exista variante in constructie rusesca la care se pastreaza o baza plata (din retentia foii la ambutisare) si la baza mare, paralela cu baza plana a bazei mici (din fig. 14)]  

 
fig. 14.  [rc.16b]

http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img51/9443/rc16b.jpg#

.  Din acelasi motiv, mai sus aratat, unii tehnologi prefera o forma de colivie ambutisata, la care fundul coliviei poate constitui baza de masurare si control a cotelor, de-a lungul generatoarei coliviei. Asa cum se vede in schita din fig. 15:

 
fig. 15. [rc.17b]
 
https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/337/rc17b.jpg/

.  Practic, prin acest mod de ambutisare se obtin doua conuri intersectate, ale caror generatoare formeaza 90^o intre ele.
.  Masurarea cotelor ferastruicii de-a lungul generatoarei (conului) se face cu o aproximare (rezultata din inclinatia peretelui frontal al ferastruicii fata de normala la generatoare cu un unghi (α_c- b)). Sa estimam aceasta aproximare:

.  71.  Ap= g∙tg(α_c- b)= 2,5∙tg(12,05073051^o- 11,7^o)=
= 0,0153 mm
.  Valoarea aproximarii introduse la masurarea lungimii ferastruicii L'_f si a pozitiei ei fata de marginea uzinata, in paralel cu generatoarea conului coliviei, este sub doua sutimi de mm. Aceste sutimi nu au semnificatie in campul de toleranta (initiala) de 0,6 mm acordat pozitiei capatului W al ferastruicii fata de marginea coliviei prelucrate (obligatoriu) prin aschiere. [Toleranta e cam mare, fiind preferata asa de tehnolog, din motivele aratate anterior. Toleranta corecta ar fi de +0,3mm. (Ulterior, in desenul de executie, am si modificat-o.)]
.  In caz ca se va da pe desen (totusi) aceasta cota, masurata de-a lungul generatoarei coliviei, (masuratoare incorecta, in principiu) se va putea totusi trece in desen valoarea ei neaproximata, exacta:
.  71.1.  L'_f= L_f- 2∙Ap= 29,5- 2∙0,0153= 29,47

.  72.  D_c3= 158^+0,5 ; Adoptat din trasaj.

.  Odata cu introducerea jocului axial in lungimea ferastruicii trebuie calculata latimea mare a ferastruicii, ce corespunde lungimii L_f a ferastruicii (QZ corespunde lungimii L_R):

.  73.  0,5∙l'_w= L_f∙(QZ- Q'Z')/L_R+ Q'Z'=
= 29,5∙(6,421296064- 5,948257165)/29+ 5,948257165= 6,429451907
.  l'_w= 12,85890381

.  Pentru determinarea cotelor a_w si a_v apelam din nou la geometria descriptiva , dezvoltand schita din fig. 9., folosind aceleasi notatii, conf. fig. 9.1. :

 
fig. 9.1 [rc.21b]

https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/402/rc21b.jpg/

.  74.  a_w= PK= PT- TK=
= 0,5∙W_R∙sin20^o- (0,25∙g/cosα_c- R_w+ Y_T')∙cosα_c/cos(α_c- β)=
= 0,5∙14,16493115∙sin20^o- (0,625/0,977963129- 90,77653317+ 90,53223413)∙0,977963129/cos0,35073051^o=
= 2,422345891- 0,368091775= 2,036254116

.  74.1.  PT= 0,5∙W_R∙sin20^o= 0,5∙14,16493115∙sin20^o= 2,422345891
.  74.2.  TK=TI∙cosα_c/cos(α_c- β)= 0,394784353∙0,977963129/cos0,35073051^o=
= 0,386091775
.  74.3.  TI= SI- ST= 0,25∙g/cosα_c- (R_w- Y_T)=
= 0,625/0,977963129- 90,77653317+ 90,53223413= 0,394784353
.  74.5.  Y_T= O'T∙sin(β+ Σ)= 434,7490615∙0,208240206= 90,53223413
.  74.6.  α_c- β= 12,05073051- 11,7= 0,35073051^o  
 In mod similar,

.  75.  a_v= P'K'= P'T'- T'K'=
= 0,5∙V_R∙sin20^o- (0,25∙g/cosα_c- R_v+ Y_T')cosα_c/cos(α_c- β)=
= 0,5∙13,22004267∙sin20^o- (0,25∙1,25/0,977963129- 84,72117721+
+84,49317441)∙0,977963129/0,999981264=
= 1,858731224 , unde:

.  R_v= {(0,5∙V_R∙cos20^o)²+ [(f_p- L_R)∙sin(β+ Σ)/cosΣ]²}^1/2=
= {(0,5∙13,22004267∙cos20^o)²+
+[(434,742313- 29)∙0,208240206/cos0,319243735^o]²}^0,5=
= 84,721117721 si,

.  Y_T'= (f_p- L_R)∙sin(β+ Σ)/cosΣ= (434,742313- 29)∙0,208240206/0,999984477= 84,49317441

.  Deoarece s-au facut multe operatii pentru determinarea acestor doua cote, ar fi buna o verificare (pe alta cale). In mod normal, a_w si a_v aflandu-se pe aceeasi generatoare, ar trebui sa obtinem acelasi unghi al coliviei cu cele doua cote.

.  76.  (α_c- β)= tg^-1(a_w-a_v)/29= tg^-1(2,036254116- 1,858731224)/29= 0,350730352^o
.  Diferenta fata de unghiul (α_c- β), calculat cu formula 74.6., este infima. De aici rezulta ca a_v ar putea fi calculata chiar cu aceasta formula. De altfel, multe din formulele utilizate aici - si intregul mers de calcul - pot fi inlocuite cu altele, dupa inspiratia fiecarui proiectant.
.  76.1.  a_f= L_f∙tg(α_c- β)+ a_v=
29,5∙tg0,35073051^o+ 1,858731224= 2.039314844

.  Chiar si cu aceste precizari exacte ale cotelor a_v si a_f, nu am clarificat (totusi) suficient de bine lucrurile deoarece nu am precizat si valorile (cu trei zecimale exacte ale) diametrelor interioare ale coliviei ce corespund punctelor de pe generatoarea interioara a conului (principal) pe care se masoara/atribuie a_v si a_f. Desi, ce-i drept, proiectantul matritei si le va putea calcula pornind de la valoarea data pe desen a diam. D_ic...  

.  Din preocuparea excesiva acordata aici calculului coliviei se poate deduce ca (pe vremea aceea) lucrurile nu erau clar puse la punct (in privinta coliviilor de tabla). Recunoscand acest lucru, consider ca ar trebui ca la acest tip de colivie sa se prevada o baza plana de masurare (chiar si rectificata, uzinata) la baza mica si inca una paralela cu ea, la baza mare (uzinata obligatoriu si in desenele vechi). [Este absolut inacceptabil ca in desenele vechi baza mare a coliviei nu e paralela (daca tot se aschiaza obligatoriu) cu baza mica - ca in fig. 16 - sau (o alta varianta) sa aiba generatoarele perpendiculare pe axa rolei, respectiv paralele cu frontalele stantate ale ferastruicii - ca in fig. 18.]
.  In plus, ar trebui sa se faca tot posibilul pentru ca la montaj coliviile -respectiv puntitele lor- sa nu fie deformate, in spiritul asigurarii acelui contact tangential pe toata lungimea generatoarei implicate in contactul cu puntitele ferastruicilor.
.  O atentie deosebita ar trebui acordata realizarii jocului radial al rolelor in colivie, specificat in normele de proiectare (max. 0,3 mm in acest caz, cu tendinta spre obtinerea lui la mijlocul tolerantei - 0,15 mm). [Am facut (doar) aceste trei observatii pentru ca ne aflam pe un forum de cercetare si sunt permise -chiar dorite- propunerile "constructiv- progresiste".]
.  Exemplificari in fig. 16 si 17 :

 
fig. 16. [rc.20b]
 
http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img26/7537/rc20b.jpg#

 
fig. 17.  [rc.19b]

https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/836/rc19b.jpg/

.  Ideea formulata mai sus devine clara in cele doua schite. Astfel, in fig. 16 exista doua fete drepte paralele. Pozitia si lungimea ferastrucilor se masoara pornind de la oricare din aceste baze plane, perpendicular pe ele, cu aproximarea deja calculata mai sus, ce poate fi precizata sau nu (dupa cum am aratat). La aceasta varianta mai putin convenabila este masurarea intre muchii, care nu este principial acceptabila in tehnica masuratorilor. Chiar si diametrul D_c1 poate fi marcat din matritare (discontinuu pe cerc, sub forma unor amprente in numar par).
.  [Evident, pentru productie de serie mare si masa se pot face verificari cu calibre de o forma speciala de tip trece-nu trece.]
.  In fig. 18 masurarea lungimii ferastruicii (si a pozitiei ei) se face intre plane (sau linii, generatoare) paralele intre ele, perpendiculare toate pe axa rolei conice, atat generatoarele (rectificate ale) conului bazei mici cat si generatoarele (rectificate ale) conului bazei mari putand servi ca baze de masurare. In acest fel se elimina masurarea pe muchii. [Am optat pana la urma pentru aceasta varianta.]

.  Voi mai face o modificare (conform celor afirmate mai sus), calculand diametrul D_c1 intr-un mod usor diferit fata de formula 67 (care contine o usoara aproximare). Voi folosi avantajul cunoasterii pozitiei punctului K. Acesta se gaseste la intersectia generatoarei conului interior (principal) al coliviei cu planul frontal (W) al rolei, in planul ce trece atat prin axa rolei cat si prin axa rulmentului.

.  77.  0,5∙D_c1= Y_K+(J+ l₁)∙sinα_c= Y_T- TK∙cosβ+ (J+ l₁)∙sinα_c=
= 90,53223413- 0,386091775∙cos11,7^o+ (0,5+ 4)∙sin12,05073051^o= 91,0936638

.  D_c1= 182,1873276

.  Diferenta fata de vechea mea formula (aproximativa) este de cca. 2 sutimi. Aceasta aproximare nu l-a deranjat pe tehnologul sef (care nu a reclamat). Tehnologia cu deformarea puntitelor il lipsea si pe tehnolog de interesul pentru o abatere de 2 sutimi...
.  Avantaj suplimentar: calculul cotelor (facultative) a_w, a_f si a_v se poate face acum mult mai simplu, pornind de la valoarea diametrului D_c1.  




http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img542/6606/rc22b.jpg#
 
fig. 18. ;rc.22b] Desen de executie.
Denumire produs: Colivie;
Nr. desen: 36428-40;  
Conditii Tehnice
- Material: A3K-04 (ST. 9485);
- Jocul radial: 0,03...0,3 mm;
- Muchiile se rotunjesc R 0,1...0,3 mm;
- Sanfrenul va avea aceeasi adancime pe toata
lungimea ferastruicilor;
- Fosfatat cu fosfatol tip III (ST 7868);
* Cotele nominale au fost calculate pentru joc radial
zero si contact al coliviei cu baza mica a ferastruicilor.

.  7.1.  Observatii

.  A rezultat deja, din cele spuse pana aici, ca exista la indemana proiectantului si alte variante pentru desenul coliviei. Am ales doar una din variante, se putea si mai bine dar nici celelalte variante nu sunt neaparat gresite (depinde de "context").
.  Jocul radial al coliviei, functie de cel axial, se calculeaza corect cu formula:
.  78.  J_r/2= J_a∙tg(β+ Σ)
Pentru jocul axial maxim de ~0,7mm (rezultat din desenul de executie al coliviei) obtinem, J_r= 0,298mm.
.  Chiar si asa, acest joc se va realiza pe randul incarcat de role (la care rolele se afla in contact cu gulerul principal al inelului interior). Dar la un rulment pe patru randuri, atunci cand asupra lui actioneaza (si) o forta axiala, doua dintre randuri vor fi descarcate axial, ceea ce permite rolelor sa se deplaseze catre gulerul secundar al inelului interior. Ca urmare, jocul radial maxim al coliviei va putea fi totusi depasit, putand creste si el (posibile urmari: oscilatii cu amplitudini mai mari la colivie si zgomot mai mare). Aceasta observatie e doar "de dragul" amanuntului.

.  Un alt amanunt: deoarece marea majoritate a rulmentilor (ca si acesta) lucreaza cu axa in plan orizontal, colivia are tendinta sa se sprijine pe baza mare a rolelor. Prin urmare, sa aiba joc radial maxim. Bazandu-ne pe aceasta observatie, nu ar fi lipsit de interes ca proiectarea coliviei sa se faca adaugand jocul axial la baza mica (adica opus metodei consacrate). In felul acesta functionarea ar fi mai buna. [Desigur, aceasta e o presupunere. In cadru organizat, se poate verifica practic prin incercari pe standuri.]
.  Legat de aceasta idee referitoare la colivii, si in spiritul cercetarii, trebuie spus ca de regula colivia este privita de catre proiectanti doar ca un mijoc de a pastra corpurile de rostogolire distantate. In realitate, colivia poate primi si alte functii: de exemplu, sa se autocentreze singura, sa asigure circulatia lubrifiantului, sa faca racirea in rulment, etc. Am si realizat in cadrul unei teme (colivii masive de turatie ridicata) asa ceva, deci vorbesc si pe baza practica. Pot fi realizate in acest fel performante, considerate altfel imposibile.


.  Desenul de executie al inelului interior dublu pune aceleasi probleme legate de masurarea si (ne)cotarea suprafetelor conice. La Brasov, caile de rulare conice practic nu erau cotate (si tolerate) dupa regulile clasice si pe desene apareau niste diametre "exacte", nematerializate (cotele X₁ si Y₁ calculate mai sus), toleranta unghiului conului fiind mentionata pe unele desene si pe altele nu. Toate valorile diametrelor si tolerantelor nementionate in desenul de executie ramanand, astfel, la latitudinea tehnologului (interesat mai mult de posibilitatile de executie si mai putin de precizia executiei).
Aceasta situatie era caracteristica productiei rulmentilor de dimensiuni medii (specifica, pe atunci, Brasovului; gama dimensiunilor fiind limitata superior -teoretic- de rulmentii cu alezaj 200 mm). Productia avand caracter de masa, mijloacele universale de masurare nu erau folosite decat in mod exceptional si se foloseau masurari cu comparatorul fata de un model-etalon al piesei respective.
.  La Ploiesti, unde se fabrica "rulmenti grei", respectiv rulmenti de dimensiuni mari (gama dimensionala incepand de la un minim - rulmentii cu alezaj 200 mm), metoda de masurare este cu verificatoare de tip universal (cu palpatoare-bila), o metoda potrivita pentru dimensiunile mari existente acolo si pentru specificul productiei de unicate si de serie mica. Pentru acest motiv, pe desenele de executie de rulmenti grei, conicitatile cailor de rulare sunt precizate prin masurari cu palpatoare-bila in doua sau trei puncte ale generatoareo conului.
.  In desenul din fig. 19. -doar ca si exemplificare- am folosit ambele tipuri de cotare.

.  Cota sub bile 3/16",
.  79.  d_3/16= 2∙Y_x= 2∙(Y₁- (l_i+ a₁)∙tgd- o)=
= 2∙(81,22513342- (22,94271711+ 1,936409137)∙tgd- 0,04191929= 152,9045322
Unde:
diametrul bilei, D_b= 3/16"= 4,7625 mm ;
l_i= L/2- a- X₁= 75,408/2- 10- 4,761282895= 22,94271711 ;
a₁= D_b/2∙(1- sind)= 4,7625/2∙(1- sin10,7(6))= 1,936409137 ;
o= 4,7625/2∙(1- cosd)= 0,04191929

.  Cota gulerului, peste bile sf. 3,5:
.  80.  L_3,5= 2∙X_1,2 = 17,1372639
Unde,
X_1,2 este cota intersectiei dintre o dreapta paralela cu cdr (la distanta 1,75 de ea) si un cerc cu centrul in O_g si de raza (R_g- 1,75), fiind si radacina ecuatiei de gradul doi ce rezulta din rezolvarea sistemului de ecuatii (1)+(2):

(1) y= x∙tgd+ R_b/cosd
(2) y²+ (x- 3,1328434)²= R_g²

.  X_1,2= -3,471581831/1,036159807±
± (3,471581831²+ 1,036159807∙190195,098)^1/2/1,036159807= 8,568631949

.  81.  Tolerante si abateri de forma si pozitie (P6),
* Tolerantele cotelor de montaj:
- Alezaj - Φ 139,700 ^-0,018;  
- Latime - 75,408 ^-0,500;
- Rugozitati (Ra) - alezaj, 1; - feţe, 1 (ST 4207);
- Tesituri de montaj - r_{s min}= 0,8; r₁= r_{s min}^+0,6; r₂= r_{s min}^+1,8 (conf. catalog URB).

* Abateri (NTI) :
- Alezaj - circularitate 9 µm; cilindricitate 8 µm; perpendicularitate?
- Fete - paralelism 15 µm; bataia axiala 15 µm;
- Caile de rulare - circularitate 8 µm; bataia radiala 15 µm;
paralelism guler-fete 12 µm; bataia cdr. fata de suprafata de referinta 9,5 µm;
rugozitate cdr. Ra= 0,125 µm.

https://2img.net/r/ihimg/photo/my-images/849/rc23b.jpg/
 




.  fig. 19. Desen de executie.
Denumire: Inel interior dublu
Nr. desen: T-36428P6W28-21
Conditii Tehnice  
-  Material: 20MoCrNi06V (STI);  
-  Cementat; adancimea stratului cementat 1...1,5 mm;  
-  Duritatea superficiala: 59-63 HRC;
-  Duritatea in miez: 38-48 HRC;
-  Inelul fiind simetric si fata de o axa verticala, abaterile, cotele si tolerantele date pentru o parte sunt valabile si pentru partea opusa, simetrica;  
-  Abaterea de la rectilinitatea cdr. e permisa numai in sensul convexitatii,
de max. 0,003 mm;
-  Abaterea unghiului cdr., pe generatoare: ±0,002 mm;
-  Diferenta intre diametrele cdr., masurate in punctele de masurare, este
tolerata cu ±0,003 mm;
-  Pe frontal se va marca simbolul inelului;
-  Adancimea ondulatiilor caii de rulare: 0,0008 mm (NII);
-  Poligonalitatea cdr: 0,0025 mm.

.  8.1.  Observatii

.  Ca observatie, trebuie mentionat ca tolerantele si abaterile constructiei interioare -exclusiv cotele (suprafetelor) de montaj- sunt stabilite de catre fiecare producator in functie de tehnologia pe care o detine, de managementul si de obiectivele propuse. De aceea tolerantele si abaterile (constructiei interioare) difera de la un producator la altul (desi sunt apropiate valoric). Ele sunt adunate in norme interne, norme tehnice de intreprindere, standarde interne, etc., care, in mod periodic (cam la zece ani), sunt revizuite, modificate, imbunatatite, conf. intentiilor producatorului.  
.  Proiectantul se poate confrunta cu probleme de executie la oricare amanunt din desenul de executie. Astfel, (ca exemplificare) in detaliul "D", canalul prevazut pentru "iesirea" pietrei de rectificat, de raza r=1^+0,3, nu este suficient de bine precizat sau pozitionat. Canalul poate fi executat cu o piatra conica, prin strunjire la operatia de aschiere precedenta, sau poate fi chiar eliminat si inlocuit cu o raza de racordare pe "coltul" respectiv. Din pdv. functional, este preferabila (in locul degajarii) o raza de racordare (care este un concentrator mai mic de tensiuni).
.  In cazul productiei de serie mare sau masa, fiecare amanunt va fi subiect de negociere intre proiectant ("de jure", promotorul calitatii) si tehnolog, respectiv sectia executanta (adica subiectii aflati, "de facto", in stresul permanent dintre "a vrea" si "a putea").
[Chiar si normele tehnice mentionate mai sus sunt un rezultat al acestor "negocieri".]


.  Cotele peste bile de 3/16"
.  82.  D_3/16= 2∙[88+ (C_i- r_b)∙tga- r_b(tga∙sina+ cosa- 1)] [Am folosit o formula de calcul diferita de formula 79.]
C₁= 8; C₂= 30
r_b= 4,7625/2
D₁= 178,40058174
D₂= 188,2626276

.  83.  Tolerante si abateri

* Tolerantele cotelor de montaj:
- Exterior - Φ 200,025 ^-0,020;  
- Latime - 34,130 ^-0,500;
- Rugozitati (Ra) - exterior, 0,63; - feţe, 0,63 (ST 4207);
- Tesituri de montaj: principala - r_{s min}= 3,2; r₁= r_{s min}^+0,8; r₂= r_{s min}^+1,4 (catalog 7193 URB). secundara - r_{s min}= 0,6; r₁= r_{s min}^+0,7; r₂= r_{s min}^+1,4

* Abateri (NTI) :
- Exterior - circularitate 10 µm; cilindricitate 9 µm; perpendicularitate, 10µm;  
- Fete - paralelism 15 µm;  
- Calea de rulare - circularitate 10 µm; bataia radiala 23 µm; bataia cdr. fata de suprafata de referinta 10 µm; rugozitate cdr. Ra= 0,125 µm.


http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img255/108/rc24b.jpg#


.  fig. 20. [rc.24b] Desen de executie
Denumire: Inel Exterior
Nr. desen: T-36428P6-10
Conditii Tehnice
-  Material: 20MoCrNi06V (STI);  
-  Cementat; adancimea stratului cementat 1...1,5 mm;  
-  Duritatea superficiala: 59-63 HRC;
-  Duritatea in miez: 38-48 HRC;
-  Abaterea de la rectilinitatea cdr. e permisa numai in sensul convexitatii,
de max. 0,003 mm;
-  Abaterea unghiului cdr., pe generatoare: ±0,002 mm;
-  Diferenta intre diametrele cdr., masurate in punctele de masurare, este
9,863 ±0,003 mm;
-  Pe frontal se va marca: simbol rulment; an fabricatie; producator;
-  Adancimea ondulatiilor caii de rulare: 0,001 mm (NII);
-  Poligonalitatea cdr: 0,003 mm.

.  9.1.  Observatii

.  Tesiturile de montaj sunt caracterizate de o mare divergenta de valori intre diferitii producatori. Una din cauze este sistemul in inc(h)i practicat de producatorii americani, la care fractiunile de inchi nu pot coincide cu valorile din sistemul metric. Dar neconcordantele intre producatori (relativ strict la aceste tesituri) apar si numai intre producatorii in sistem metric. URB a sistematizat (la un moment dat) un sistem propriu de valori pentru tesiturile de montaj la "conici", sistem ce se gaseste la pag. 56 a catalogului URB 7193.
.  Tesitura secundara pe care am adoptat-o aici nu corespunde cu valoarea pentru rulmentii in inci deoarece mi s-a parut prea mare (la limita, frontalul inelului putea sa "dispara" in tolerantele razei si ale tesiturii de la cdr). Ba am mai micsorat si tesitura cdr. Astfel de initiative personale ale proiectantului sunt permise la acest tip de rulmenti tocmai din lipsa unitatii de vederi a producatorilor. La inelul exterior este permisa si o simpla tesitura (secundara) la 45 grade (fara raza) si cred ca am vazut modele fizice executate astfel. La inelul interior nu se poate face asa ceva din cauza montajului cu strangere pe ax.

.  Intrucat e usor de presupus ca acest rulment (aflat in afara seriilor de dimensiuni) va fi fabricat doar ca unicat, mult mai practica este cotarea cdr cu cele doua cote intre bile de 3/16" (folosita la rulmentii grei). In mod normal acest rulment se incadra in gama de dimensiuni a fabricii din Brasov, unde (ne)cotarea cdr era in sistemul pe care l-am analizat mai sus. Am pus pe desen ambele cotari.

.  Toleranta cdr poate fi si mai mare deoarece imperecherea inelelor cu realizarea jocului axial prescris poate fi facuta usor prin ajustarea latimilor inelelor si distantierelor, singura conditie fiind pastrarea latimii totale a rulmentului in limitele indicate. [Evident, la acest capitol producatorul de "conici" economiseste manopera si castiga la marja de manevra la montaj, in comparatie cu producatorii de "cilindrici" -de ex.- care trebuie sa prevada tolerante f. stranse pentru a-si putea imperechea inelele, si, fiind "stramtorati" la montaj ii costa bani.]

.  Pentru ca inelele rulmentului sunt aliniate in "trenuri" (de 3 si 2), unele dintre abaterile lor de forma ar fi trebuit sa fie reduse suplimentar fata de normele clasei de precizie P6. Pe unele chiar le-am si micsorat insa nu am facut acest lucru in mod logic, bazat pe calcule (asa cum ar fi trebuit).


.  Cotele peste bile de 3/16",
.  84.  D_b= 2∙[D₁₂/2- (C_i- r_b)∙tga- X₃]
.  D_b1= 2∙[191,2996194/2- (8- 2,3825)∙tga- 0,059081183]= 188,6627129
.  D_b2= 2∙[191,2996194/2- (30- 2,3825)∙tga- 0,059081183]= 178,800667


http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img31/9125/rc25b.jpg#


fig. 21. [rc.25b] Desen de executie
Denumire: Inel Exterior Dublu
Nr. desen: T-36428P6-11
Conditii Tehnice
-  Material: 20MoCrNi06V (STI);  
-  Cementat; adancimea stratului cementat 1...1,5 mm;  
-  Duritatea superficiala: 59-63 HRC;
-  Duritatea in miez: 38-48 HRC;
-  Abaterea de la rectilinitatea cdr. e permisa numai in sensul convexitatii,
de max. 0,003 mm;
-  Abaterea unghiului cdr., pe generatoare: ±0,002 mm;
-  Diferenta intre diametrele cdr., masurate in punctele de masurare, este
9,863 ±0,003 mm;
-  Pe frontal se va marca simbolul inelului;
-  Adancimea ondulatiilor caii de rulare: 0,001 mm (NII);
-  Poligonalitatea cdr: 0,003 mm;

.  10.1.  Observatii

.  Toleranta la diametrul de montaj, pentru acest inel, am prevazut-o de +0,025 mm. Nedumerirea firesca este de ce difera ea de toleranta inelului exterior precedent (simplu). La rulmentii in inci tolerantele cotelor de montaj sunt cu + iar la rulmentii europeni sunt cu - si am procedat in acest fel pentru a atrage atentia asupra acestui lucru eventualului cititor. Rulmentul se poate executa in ambele feluri. Pentru a avea tolerante cu plus la cotele lui de montaj trebuie ca locul unde va fi montat (laminorul) sa aiba piesele conjugate (rulmentului) tot cu tolerante cu plus. La ora aceasta nu mai stiu ce fel de tolerante se gasesc la locul de montaj al rulmentului proiectat aici (ba cred ca a disparut si laminorul respectiv) si nu-mi mai amintesc tema de proiectare de atunci.
.  Piesele se demagnetizeaza (inainte si) dupa aschieri si inainte de controlul final. E o operatie uzuala si ea nu mai apare in desenele de executie (considerandu-se ca e pur tehnolgica).


.  La acest desen apare aceeasi problema, mentionata si anterior - (ne)cotarea unei suprafete conice. Iata cum ar fi aratat designul rolei noastre in formatul uzual de la Brasov:


http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img713/2986/rc26b.jpg#


fig. 22.  [rc.26b] Desen de executie
Denumire: Rola conica
Nr. desen: T-36428P6-33
Conditii Tehnice
-  Material: 20MoCrNi06V (STI);  
-  Cementat; adancimea stratului cementat 1...1,5 mm;  
-  Duritatea superficiala: 59-63 HRC;
-  Duritatea in miez: 38-48 HRC;
-  Toleranta de sortare, 0,003 mm;
-  Abaterea de la rectilinitatea generatoarei e permisa numai in sensul convexitatii,
de max. 0,003 mm;
-  Abaterea unghiului conului pe generatoare: ±0,002 mm;
-  Adancimea ondulatiilor: max. 0,001 mm (NII);

.  11.1.  Observatii

.  Dupa cum usor se poate constata, aceasta "formula" de design (adoptata, "incetatenita", pe care proiectantii trebuiau sa o folosesca pe atunci), prezinta o serie de neajunsuri majore precum:
- Pe rola nu este cotat niciun diametru fizic!. Acest lucru conduce la imposibilitatea verificarii rolelor dupa desen. Tehnologul devenea automat responsabil atat de realizarea diametrelor rolelor cat si de masurarea (controlul) lor [isi centra singur si dadea si gol];
- Nu reiese in niciun fel cum se putea controla abaterea unghiului conului (= 4 µm) daca numai nerectilinitatea o depasea (= 6 µm). In cel mai bun caz erau egale;
- Nu se specifica diametrul rolei in dreptul caruia se face sortarea (diametrul mediu) si nici nu este cotat, tolerat, etc.;
- Nu se precizeaza pozitia centrului de raza al generatoarei rolei.

.  In aceste conditii este de inteles de ce se putea sorta numai o singura rola, de precizie superioara celei normale, la 100 role prelucrate...
.  Din aceste motive, si nu numai, am ales o alta forma de prezentare a "design"-ului rolei conice (v. fig. 23).


http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img338/866/rc27b.jpg#


fig. 23. [rc.27b] Desen de executie
Denumire: Rola conica
Nr. desen: T-36428P6-34
Conditii Tehnice
-  Material: 20MoCrNi06V (STI);  
-  Cementat; adancimea stratului cementat 1...1,5 mm;  
-  Duritatea superficiala: 59-63 HRC;
-  Duritatea in miez: 38-48 HRC;
-  Toleranta de sortare la diametrul mediu, 0,003 mm;
-  Unghiul nominal al conului rolei, 1^o 52' ;
-  Abaterea maxima a unghiului conului, pe generatoare, ±0,002 mm;  
-  Adancimea ondulatiilor: max. 0,001 mm (NII);
-  Abaterea de la rectilinitatea generatoarei, numai in sensul
convexitatii, e  0,003...0,005 mm;

11.2.  Observatii

.  In desen am pastrat linii ajutatoare si am exagerat curbura generatoarelor pentru o vizionare mai buna.
.  Desenul capata claritate datorita masurarii conului prin trei diametre. Practic in acest mod se precizeaza si cercul (unic) ce trece prin trei puncte necoliniare. Adica, prin masurarea celor trei diametre se controleaza inclusiv realizarea razei de 27500 mm pe generatoarea conului rolei.
.  Se inlatura neajunsul major existent in desenul din fig. 22, respectiv (ne)cotarea (si ne-masurarea) diametrelor.
.  Diferenta dintre primul si al treilea diametru va da si inclinatia conului. Nu am mai pus pe desen si conditia limitarii diferentei intre diametre (care exista pe desenele noastre).
.  Fara a avea pretentia ca am rezolvat toate problemele, in special ale imprastierii abaterilor reale (de regula surprinzatoare), acest desen e totusi de luat in considerare.

.  Tehnologia Brasovului nu dispunea de masini-unelte care sa realizeze propriu-zis raza de 27500 m. In urma tobuirii (cu bucatele de piele si praf abraziv), rolele se uzau mai mult pe la colturi si rezulta ceva similar unei generatoare curbe, convexe (sau concave, uneori). Nu rezulta neaparat profilul unui cerc. La rulmentii grei realizarea razei pe generatoare se facea (si se mai face si in prezent, probabil) pe o masina speciala, prin rectificarea, intre varfuri, a unui profil anume si exact.
.  Daca cineva se intreaba de ce atata tevatura pentru cativa microni, trebuie spus ca exista o teorie acceptata a "descarcarii" (de sarcina) de pe capetele rolelor, care conduce la imbunatatirea performantelor.
.  La calculul diametrelor, in scopul simplificarii calculelor, am introdus o mica aproximare, care e de ordinul a una sau doua sutimi de micron si deci nu afecteaza precizia lor. Calculul, mai jos:

.  85.  D'_m= D_m+ 2∙Δ, e diametrul mediu al rolei;
Δ= R- [R²- (L_R/2)²]^1/2= 0,0038237 mm este inaltimea arcului subintins de coarda de 29 mm.
R = 27500 mm, a fost aleasa dintr-un sir standardizat de valori. L_R= 29.
D'_m= 13,69248691+ 2∙0,0038237= 13,7001343

.  85.1.  D'_w1= D_w1+ 2∙Δ; Aceeasi formula (aproximativa),
pentru calculul diametrului din apropierea varfului rolei.
Δ= 0,0038237- [R- (R²- 11,5²)^1/2]= 0,0038237- 0,0024045= 0,0014192
D_w1= 13,22004267+ 2∙26∙0,47244424/29= 14,06718407
D'_w1= 14,06718407+ 2∙0,0014192= 14,07002247
In mod similar se calculeaza,
.  85.2.  D'_v1= 13,31778975+ 2∙0,0014192= 13,32062815
.  Initial am facut un calcul exact, in urma caruia au rezultat diametrele exacte:
13,7001238; 14,07001; 13,32062.
.  Diametrele subliniate sunt cele de pe conul teoretic, cu generatoarea dreapta. Puteau fi calculate si altfel, folosind f_p.
.  Toate corpurile de rostogolire in general, inclusiv aceste role, se executa in mai multe clase de precizie. De obicei notate cu III, II, I. La bile, clasele sunt notate cu 3, 5, 10, 16, 20, etc. Clasa III-a la role si clasa 20 la bile corespund unei precizii P0 la rulmentul ce le contine. Am (mai) mentionat anterior ca precizia de rotire a rulmentului depinde la fel de mult atat de clasa de precizie a inelelor cat si de clasa de precizie a corpurilor sale de rostogolire.

.  Nu mai fac desenele de executie ale distantierelor, la care am calculat deja duritatea necesara. Ele vor avea joc de 0,5 mm pe ax si in carcasa; distantierul interior are gauri de ungere, 12xØ3; distantierele exterioare au gauri de ungere, 8xØ4; rectificat plan feţe, abateri de la paralelism f. mici, sub o sutime.

 
.  Jocul radial normal, J_r= 0,060...0,090 mm (URB 7193, p. 379). Jocul axial corespunzator este:
J_a= J_r/2/tga= 0,135...0,200 mm  
.  Si in privinta jocului exista deosebiri de pareri intre producatori.


http://imageshack.us/content_round.php?page=done&l=img189/316/rcans.jpg#


fig. 24. [rc.ans] Desen de ansamblu
Denumire:
Rulment radial-axial cu role
conice pe patru randuri
Nr. desen: T-36428P6W28-00
Tabel de componenta:
----------------------------------------------------------------------------------------
1. Inel exterior..........T-36428P6-10/........../2/......./20MoCrNi06V/......STI;
2. Inel exterior dublu.T-36428P6-11/........../1/......../20MoCrNi06V/......STI;
3. Inel interior dublu..T-36428P6W28-21/..../2/......./20MoCrNi06V/......STI;
4. Rola conica III.......T36428P6-34/.........../136/..../20MoCrNi06V/.......STI;
5. Colivie..................36428-40/................/2/......./A3k-04/........ST.9485;
6. Inel distantier ext..36428-15/................/2/......./OLC 45/........ST.880;  
7. Inel distantier int...36428-25/................/1/......./OLC 45/........ST.880;
-----------------------------------------------------------------------------------------

Conditii Tehnice
-  Sarcina radiala dinamica de baza: C_r= 70.450 daN  
-  Sarcina radiala statica de baza: C_or= 105.188 daN
-  Sarcina axiala dinamica de baza: C_a= 20.240 daN
-  Coeficientul sarcinii axiale: k= 1,74
-  Jocul axial al rulmentului: 0,135...0,200 mm;
*La montaj se vor realiza jocuri egale pe randurile de role A, B, C, D,
astfel incat la sarcina radiala pura, toate cele patru randuri de role sa
faca simultan contact cu cdr; la sarcina axiala pe inelul interior
dinspre A, randurile de role B si D trebuie sa faca contact simultan
cu cdr; la sarcina axiala pe inelul interior dinspre D, randurile de
role C si A trebuie sa intre in contact simultan cu cdr.
*La masurarea jocurilor axiale se va folosi o incarcare axiala de 30 daN.
-  Turatia limita: n= 1500 r/m

-  Elementele acestui rulment nu sunt interschimbabile;
Dupa stabilirea ordinei si pozitiilor, toate inelele si
distantierele se vor marca pentru pastrarea acestei ordini.
-  Bataia radiala a inelelor interioare in rulmentul montat
nu va depasi 0,018 mm.
-  Restul conditiilor tehnice conf. ST. 4207

.  12.1.  Observatii

.  Pe desenul de ansamblu se mai puteau adauga si alte conditii tehnice, cum ar fi sortarile suplimentare, precizari privitoare la masurarea jocurilor s.a. Dupa cum am mai mentionat anterior, prea multe abateri si conditii il pot incurca pe executant si pana la urma tot vor fi negocieri...
.  Am uitat sa pun tesiturile de montaj; ele se regasesc pe desenele de executie ale inelelor. Tolerantele cotelor de montaj le-am dat ca la rulmentii in inci, presupunand ca si axul si carcasa conjugate (de la locul de destinatie al rulmentului) au tolerantele in sistemul englezesc.
.  Am impresia ca si distantierul exterior are gauri de ungere. In cazul de fata (destinatia laminorul la care ungerea se facea prin ax) nu sunt necesare dar rulmentul poate fi folosit si in montaje la care ungerea se face prin carcasa.
.  Din comentariile facute pana aici, si nu numai din ele, rezulta ca proiectul de fata (desi pare destul de elaborat) este pasibil de imbunatatiri importante. La cerere, voi fi dispus sa detaliez. Deocamdata nutresc speranta sa nu fi gresit la calcule. Pentru cei interesati de proiectarea unui rulment cu role conice, e posibil ca mersul acesta de calcul sa le fie de folos.