Подсчет объема цельнокатаного колеса

Элементы колеса	Обозначение элементов	Площадь элемента	Расстояние от центра тяжести до оси колеса см	Статически момент
Ступица	Ic		10,9	1155,4
	IIc		13,9	215,4
	IIIc		14,4+0,2234*5=15,52	166,5
Диск	1	2,8*4,9=13,72	16,85	213,2
	2		26,65	1170,5
	3	2,2*3,75=8,25	37,4	308,5
Обод	Io		39,3-0,2234*4=38,4	263
	IIo		39,8	413,9
	IIIo	8*13,4=107,2	44,3	4749
	IVo		44,8	185,4
	Vo		50	254

§ 54. Проектирование прессо-прокатного инструмента

Рассмотрим калибровку инструмента в порядке, обратном ходу технологического процесса, т. е. от готового горячего колеса к исходной заготовке. Так как деформирование заканчивается при высоких температурах, размеры горячего колеса отличаются от размеров охлажденного готового колеса. Это следует учиты­вать при проектировании деформирующего инструмента.

Выгибные штампы

Коэффициент линейного расширения колесной стали зависит от химического состава, от направления изменения температуры (нагревание или охлаждение) и от состояния микроструктуры, т. е. подвергается ли нагреву или охлаждению колесо сырое, охлажденное после прокатки или подвергнутое тому или иному виду термической обработки. На рис. 176 представлены кривые изменения линейных размеров колес из углеродистой стали, близ­кой по химическому составу к колесной стали, применяемой в СССР. Кривые отражают изменение размеров как при нагрева­нии, так и при охлаждении для трех состояний колеса — после прокатки, после отжига и после обработки на сорбит.

Сопоставление этих кривых позволяет установить, что для области высоких температур, при которых заканчивается дефор­мирование, коэффициент линейного расширения близок для всех состояний микроструктуры. Можно принять коэффициент линей­ного расширения колесной стали равным 0,0000115 (11,5 ).

С учетом этого коэффициента размеры горячего колеса, пока­занного на рис.175, после завершения деформирования будут соответствовать размерам рис. 177.

В этом случае размеры штампов выгибного пресса должны полностью соответствовать заданной конфигурации диска и внут­ренней поверхности обода. На рис. 178 и 179 показаны верхний и нижний штампы выгибного пресса.

Величина прогиба диска выбирается из условия сохранения в готовом колесе требуемого размера между наружной боковой поверхностью обода и наружным торцом ступицы — «утопания».

Если обозначить этот размер через , расстояние от оси сту­пицы до ее наружного торца — L1, высоту обода — h, то величи­на а необходимого прогиба диска определится выражением

(6.4)

Учитывая разность в толщине диска у ступицы и у обода, размер верхнего штампа следует брать равным (рис. 179)

(6.5)

где — толщина диска у ступицы;

—толщина диска у обода.

Стандартом предусмотрена разность в толщине диска у сту­пицы и у обода, равная 6 мм. Поэтому формула (6. 5) может быть представлена в виде

= а – 3 (6.6)

для верхнего штампа и

= а + 3 (6.7)

для нижнего штампа.

Рис. 176. Кривые изменения линейных размеров колеса при нагревании и охлаждении:

1-после прокатки; 2-после отжига; 3-после обработки на сорбит

Радиусы закруглений в местах переходов от диска к ступице и к ободу должны соответствовать радиусам закруглений готового колеса. Сопряжения контурных прямых штампов с закругле­ниями должны осуществляться по радиусам соответственно:

для верхнего штампа;

для нижнего штампа,

где R и — радиусы сопряжений контурных прямых с закруг­лениями;

и —радиусы закруглений в местах переходов от диска к ободу и к ступице в готовом колесе.

Рис. 177. Размеры в горячем состоянии колеса, показанного на рис. 175

Рис. 178. Верхний штамп выгибного пресса для колес диаметром 950мм. В скобках даны размеры для колес диаметром 1050мм

Максимальный диаметр верхнего штампа Dв должен назна­чаться из условия обеспечения требуемого размера по диаметру внутренней поверхности обода готового колеса. Так,

,

где — проектируемый диаметр внутренней поверхности обо­да готового охлажденного колеса;

t— температура конца деформирования, принимаемая обычно равной 1000°.

Верхний штамп должен свободно входить в полость, образо­ванную ободом и ступицей, исправляя лишь эксцентриситет сту­пицы относительно внутренней поверхности обода. Поэтому высо­та штампа на его периферии с должна быть равна

Диаметр А (рис. 178 и 179) определяется уклоном внутренней поверхности обода готового колеса, который сохраняется и для горячего колеса. Размер А легко определяется при выбранных соотношениях. Что касается центральной полости верхнего штам­па, то ее размеры должны соответствовать размерам ступицы готового колеса с учетом линейного расширения при температу­рах выгибки. Обычно для обеспечения свободной посадки верхне­го штампа на ступицу диаметр центральной полости делается на 1—2 мм больше расчетного.

Рис. 179. Нижний штамп выгибного пресса для колес диаметром 950мм. В скобках размеры для колес диаметром 1050мм.

Максимальный диаметр нижнего штампа выполняется не­сколько больше диаметра внутренней части обода после прокатки на стане. Таким образом, колесо, уложенное после прокатки на нижний штамп, не садится на стол, а зависает на штампе. Это делается для того, чтобы при осуществлении деформирования можно было исправить эксцентриситет ступицы относительно внутренней поверхности обода. Ступица несколько поворачивает­ся относительно зафиксированного на штампе положения обода, располагаясь концентрично ободу. Это происходит в последний момент деформирования, когда обод осаживается плитой верхне­го штамподержателя.

Размер максимального диаметра нижнего штампа следует принимать на 3—4 мм больше диаметра раскатки внутренней по­верхности обода с внутренней стороны колеса.

Высота штампа на периферии должна быть немного меньше расстояния от диска до внутренней боковой поверхности обода. Это необходимо для обеспечения клеймения, также производимо­го на выгибном прессе. Кроме того, необходимо обеспечить ка­либровку обода по ширине, что осуществляется его обжатием плитой верхнего штамподержателя. Однако во избежание значи­тельного искажения профиля поверхности катания это обжатие должно быть минимальным. Поэтому высота нижнего штампа по его периферии должна выполняться на 1—1,5 мм меньше расстояния от диска до внутренней боковой поверхности обода про­катанного колеса.

Уклон внутренней боковой поверхности колеса определяет уклон наружной поверхности нижнего штампа и диаметр А.

Для обеспечения исправления эксцентриситета ступицы цен­тральная полость нижнего штампа должна выполняться по запроектированным размерам ступицы на формовочном прессе с припуском в 1—2 мм.

Допуски на изготовление штампов показаны на чертеже. Все остальные размеры выгибных штампов (как, например, размеры посадочных мест) зависят от конструкции штамподержателей. В частности, для выгибного пресса завода им. К. Либкнехта эти размеры показаны на рис. 178 и 179.

Деформирующий инструмент колесопрокатного стана

Инструмент колесопрокатного стана можно разделить на две группы по форме и выполняемым технологическим функциям. К первой группе следует отнести наклонные палки, деформирую­щие внутреннюю поверхность обода, а ко второй — цилиндриче­ские ролики (валки) — нажимные, коронной и направляющие, производящие обжатие поверхности катания и формирование гребня.

Наклонные валки раскатывают колесную заготовку по диа­метру, обжимают обод по ширине, фиксируя определенный задан­ный размер, и сглаживают вновь образовавшуюся вследствие раскатки поверхность диска колеса. Рабочая часть наклонных валков образуется путем сочетания трех усеченных конусов, соединенных своими основаниями (см. рис. 116). Начальный конус служит для обжатия обода по ширине; средний конус и переходная часть от среднего конуса к концевому предназначены для раскатки внутренней поверхности обода; концевой конус служит для заглаживания неровностей, образующихся в процессе рас­катки колеса.

Выше, при рассмотрении геометрии очага деформации, были установлены основные параметры наклонного валка, влияющие на величину обжатия. Тем самым была определена методика ка­либровки наклонных валков. К этим основным параметрам отно­сятся угол наклона образующей среднего конуса и радиус пере­ходной части от среднего конуса к концевому.

Форма остальных частей наклонного валка — начального и концевого конусов — определяется конфигурацией обода и диска колеса или другого изделия, прокатываемого в стане. Начальный конус (рис. 116) конструируется таким образом, чтобы его обра­зующая в рабочем положении валка располагалась параллельно плоскости вращения заготовки. Это обеспечивает точную перпен­дикулярность боковых поверхностей обода колеса к оси враще­ния, требуемую ГОСТ 4835—49.

Концевой конус валка конструируется так, чтобы его образу­ющая в рабочем положении совпадала с поверхностью диска (с учетом уклона от ступицы к ободу).

Основным размером валка является его диаметр в пережиме, т. е. в месте сопряжения начального и среднего конусов. Этот диаметр должен быть возможно меньшим, так как величина rп (см. § 37) входит в формулы (3.35) и определяет величину ординаты кривой пересечения, а следовательно, и величину обжатия.

С другой стороны, при выборе размера диаметра в пережиме следует учитывать необходимость переточек валков при износе и предусматривать некоторый запас, что приводит к неизбежному увеличению минимального размера диаметра в пережиме (валки сменяют при износе в 4 мм; при переточке снимают стружку в 6—7 мм).

Прочность валка обеспечивается правильным расчетом его диаметра у торца нижнего подшипника верхнего валка.

Для уменьшения скольжения и обеспечения правильного распределения усилий и крутящих моментов между приводными валками стана размеры наклонного валка необходимо тщательно согласовать с размерами коренного валка.

Длина среднего конуса и переходной части от среднего конуса к концевому должна соответствовать форме обрабатываемого изделия и калибровке. Длина концевого конуса должна быть возможно меньшей, чтобы снизить усилие, требующееся для сглаживания неровностей. Практически достаточно было бы длину концевого конуса принять лишь несколько превышающей величину обжатия х за один оборот заготовки:

(6.8)

Однако по конструктивным соображениям длину концевого конуса принимают несколько большей, что обеспечивает выпол­нение его технологических функций во всех случаях.

Длину начального конуса следует принимать по соотношению

, (6.9)

где — максимальная ширина обода колесной заготовки.

Калибровка нажимных роликов, коренного валка и направ­ляющих роликов должна обеспечивать получение требуемого про­филя поверхности катания и высокое качество колес, а следова­тельно, наибольший выход годного. При этом следует различать калибровку инструмента для чистокатаных и чернокатаных колес, подвергающихся механической обработке.

Калибровка инструмента для формирования поверхности ка­тания черного колеса должна гарантировать, минимальный съем стружки по диаметру колеса — с целью сохранения наиболее износостойкого поверхностного слоя. При этом гребень колеса должен конструироваться с учетом возможности максимального удаления дефектов путем обточки гребня и обточки по диаметру. Форма и расположение гребня на готовом колесе играют при этом значительную роль. Что касается чистокатаных колес, то форма и размеры гребня, а также профиль поверхности катания должны максимально приближаться к профилю обточенного колеса.

Прежде чем перейти к рассмотрению калибровки инструмента, образующего профиль обода прокатанного колеса, рассмотрим систему построения профиля поверхности катания обработанного колеса.

На рис. 180 приведен профиль обточенного колеса.

Основой построения профиля является базисная линия. Эта линия параллельна оси колеса и проходит через точку поверхности катания, отстоящую на 70 мм от внутренней боковой поверхности обода. Назовем эту точку базисной точкой и, а круговое сечение, проходящее через базисную точку — кру­гом катания.

Построение профиля ведется следующим образом. На расстоя­нии 10 мм от базисной линии проводится линия А—А', парал­лельная ей, которую назовем линией отсчета толщины гребня. Из точки— точки пересечения базисной линии с пер­пендикулярной к ней линией — контура внутренней боковой по­верхности обода — проводится дуга радиусом 45 мм, из центра, расположенного на базисной линии. Таким образом, в точке D сопряжение прямой с дугой окружности осуществляется плавным переходом.

Затем от точки А по линии отсчета толщины гребня откла­дывается размер ширины гребня, определяющий точку А'. Через точку А' проводится прямая, наклоненная к линии А — А' под углом 60°. Проведенная через базисную точку В линия поверхно­сти катания, имеющая уклон 1:20, сопрягается с линией А'С дугой радиусом 15 мм. Торец гребня оформляется дугой радиу­сом 12,5 мм, сопрягающей линию А'С с дугой радиусом 45 мм. Высота гребня при этом принимается равной 28 мм. На расстоя­нии 100 мм от внутренней боковой поверхности обода уклон ли­нии поверхности катания изменяется с 1:20 на 1:7.

Принцип построения профиля черного колеса, определяющего калибровку цилиндрических роликов, заключается в нахождении очертания поверхности гребня черного колеса, как кривой, экви­дистантной очертанию гребня обработанного колеса. Эквидистантные кривые обеспечивают равные и оптимальные условия для устранения обточкой возможных дефектов в любых точках внутренней стороны гребня, за исключением его торцевой части, находящейся в лучших условиях с точки зрения величины необ­ходимой обточки.

На рис. 181 показаны очертания гребней обработанного и чер­ного колес. Построение очертания гребня черного колеса произ­ведено на следующих основаниях.

Минимальный припуск при обточке колес по диаметру равен 6—8 мм. Следовательно, базисная линия обработанного колеса смещается по отношению к базисной линии черного колеса на 3—4 мм. Для получения очертания гребня по эквидистантной кривой необходимо и для черного колеса вести построение про­филя гребня с базисной линии обработанного колеса, т. е. отсту­пив от поверхности катания на 3—4 мм. При этом должно быть обеспечено плавное сопряжение контурной линии внутренней по­верхности гребня с контурной линией внутренней стороны обода.

Остальные размеры гребня — толщина гребня, его высота и радиус закругления торца—должны задаваться из условий мак­симального обеспечения качества готовых колес и обусловленного необходимостью экономии металла минимального припуска на обработку. Следует помнить, что излишнее увеличение толщины гребня не приводит к минимальному съему стружки по диаметру при удалении дефектов с внутренней стороны гребня, так как возможность снятия значительного слоя металла с внутренней стороны обода ограничивается допусками на ширину обода.

Применение описанного принципа построения профиля чер­ного колеса дало положительные результаты на производстве.

Построение профиля чистокатаного колеса определяется сле­дующими соображениями.

Рис. 180. Построение профиля поверхности катания и гребня обработанного колеса

Рис. 181. Профиль чернокатаного колеса в сочетании с профилем обработанного колеса

При необходимости сохранения постоянными профиля поверх­ности катания, радиуса перехода от поверхности катания к греб­ню и угла наклона наружной стороны гребня к базисной линии, определяемых условиями сопряжения колеса с рельсом, перемен­ными величинами, которыми можно варьировать с целью построе­ния оптимальной калибровки, являются: радиус закругления внутренней поверхности гребня, положение центра этого радиуса и радиус закругления торца гребня.

Рассмотрим последовательно значение отдельных элементов гребня и возможность изменения их размеров.

Рис. 182. Построение для определения наивыгоднейшего размера радиуса закругления внутренней поверхности гребня колеса

Допустим, что внутренняя поверхность гребня очерчена дугой АВ радиуса r, центр которой лежит на базисной линю (рис. 182). Выделим на дуге бесконечно малый участок ds, отвечающий углу da.

Давление металла Р на ролик на рассматриваемом участке дуги АВ будет равно

P = pds = prda (6.10)

где р — удельное давление металла на ролик на элементарном участке;

а — угол, отсчитываемый от базисной линии до рассматри­ваемого элемента дуги;

dа—бесконечно малое приращение угла.

Помимо сил давления на ролик действуют и силы трения, направленные в сторону, противоположную движению ролика при деформировании:

P = prda (6.11)

Разложим силы давления металла и силы трения на верти­кальные и горизонтальные составляющие. Вертикальные состав­ляющие противодействуют обжатию колесной заготовки. Результирующая вертикальных составляющих элементарных сил давле­ния и сил трения равна

(6.12)

Суммарное усилие Q, действующее на внутреннюю поверх­ность калибра, образующего гребень, будет равно (при этом принимаем, что р равно усредненному удельному давлению, по дуге АВ:

(6.13)

Интегрируя в пределах дуги АВ, получим:

(6.14)

Обозначим через а перпендикуляр, опущенный из точки В на базисную линию. Тогда

Подставив эти значения в формулу (6.14):

(6.15)

Величина графически изображается отрезком АС. Чем меньше радиус закругления внутренней поверхности гребня, тем больше величина отрезка АС и, следовательно, тем больше сопротивление металла деформации. В этом случае ухудшаются условия заполнения зева роликов металлом, что может привести к невыполнению гребня.

Опыт калибровки цилиндрических роликов с оформлением внутренней поверхности калибра, образующего гребень, малым радиусом (35 мм] привел к получению гребня минимально допу­стимой высоты —26 мм вместо 28 мм. Поэтому при построении рациональной калибровки следует стремиться к возможному уве­личению радиуса закругления внутренней поверхности гребня. Однако при этом не следует сколько-нибудь значительно откло­няться в сторону превышения радиуса закругления, предусмот­ренного стандартом на обточенные колеса.

Это требование объясняется спецификой производства колес из литых заготовок, предопределяющей наличие (в большей или меньшей степени) дефектов на рассматриваемых частях гребня. Следовательно, при производстве чистокатаных колес некоторая их часть будет отбракована по дефектам на гребне и должна бу­дет подвергнуться обточке. Поэтому, как отмечалось, для чистокатаных колес наиболее желательно оформление внутренней поверхности гребня по кривой, эквидистантной поверхности обра­ботанного колеса.

Можно, не меняя радиуса, переместить центр описываемой ду­ги. Допустим, что смещение от базисной линии равно b (рис. 183).

В этом случае меняются пределы для подинтегрального выра­жения (6.13) и последнее принимает вид:

(6.16)

Рис. 183. Построение для определения возможного смещения центра радиуса, описывающего внутреннюю поверхность гребня колеса

Как и выше, обозначим через а перпендикуляр, опущенный из конца рассматриваемого участка дуги АВ на базисную линию. Тогда

Подставляя эти значения в формулу (6. 16), получим

(6.17)

И в этом случае разность двух первых членов выражения, стоящего в квадратных скобках в правой части уравнения, может быть выражена графически отрезком СD на базисной линии, ха­рактеризующим сопротивление деформации.

Чем больше смещение b при одном и том же радиусе r, тем больше отрезок СD и, следовательно, тем больше сопротивление деформации при образовании гребня. С увеличением радиуса увеличение величины смещения b все меньше сказывается на из­менении сопротивления деформации. Это хорошо иллюстрируется графиком (рис. 184), на котором представлена зависимость меж­ду смещением b и находящемся в скобках выражением из фор­мулы (6.17) при заданных значениях коэффициента трения и величины а.

Таким образом, для возможности использования максималь­ного радиуса при построении рациональной калибровки следует рекомендовать смещение центра описываемой дуги от базисной линии вглубь обода. Этот принцип полностью совпадает с принци­пом построения профиля черного колеса.

Рис. 184. Зависимость между смещением центра радиуса b и выражением

для различных значений радиуса r

Допускаемые незначительные отклонения по высоте гребня как для чернокатаных, так и для чистокатаных колес обусловли­вают взаимосвязь между радиусом закругления внутренней стороны гребня, толщиной гребня и радиусом закругления торца (вершины) гребня.

Последний также может оказывать влияние на качество коле­са. Допустим, что торец гребня описан радиусом r (см. рис. 74). Выберем на описанной дуге две произвольные, симметрично рас­положенные относительно оси OU точки A и А'. Рассмотрим силы, действующие со стороны роликов на металл в точках А и А'. В каждой из этих точек на металл действуют радиально направленные удельные давления q и по касательной к дуге окружности силы трения q.

Проектируя полученные элементарные силы на оси коорди­натной системы с началом в центре дуги, получим

для точки А = ;

для точки А' =

для обеих точек =

вертикальные составляющие противодействуют заполнению зева роликов металлом, а горизонтальные составляющие, в зави­симости от угла а, создают либо сжимающие, либо растягиваю­щие напряжения в металле. Растягивающие напряжения могут привести к появлению продольных трещин на торце гребня.

Каковы же условия появления трещин?

Если qсоsа>qsinа, то напряжения будут растягивающи­ми. Следовательно, одним из условий появления трещин будет

tga<

Однако появление растягивающих напряжений на контуре гребня еще не означает появления трещин. Последние могут по­явиться лишь в том случае, если растягивающие напряжения превзойдут предел прочности колесной стали, т. е. если

q( cosa - sina)> (6.18)

Наиболее высокие удельные давления создаются в конце про­катки, когда температура металла гребня падает, а длина по­верхности соприкосновения нажимных роликов с металлом в зоне растягивающих напряжений становится максимальной. Поэтому в этот момент используется полная мощность нажимного ци­линдра салазок.

К концу прокатки увеличивается и второй сомножитель левой части неравенства (6. 18). Следовательно, появление трещин от­носится к конечной стадии процесса прокатки. Очевидно, что их образование возможно лишь в случае осуществления деформи­рования по всей поверхности зева роликов, включая и торец греб­ня. Однако это возможно лишь при малых значениях вертикаль­ных составляющих удельных давлений , препятствующих заполнению зева роликов металлом. Чем меньше радиус закруг­ления торца гребня, тем больше сопротивление заполнению зева роликов металлом и, следовательно, тем меньше вероят­ность получения продольных трещин по окружности гребня. При большем радиусе закругления сопротивление истечению металла в зев роликов меньше и вероятность получения трещин больше.

Таким образом, при калибровке диско-цилиндрических роли­ков колесопрокатного стана имеются две противоположные тен­денции: 1) при малых радиусах закругления внутренней стороны гребня и, следовательно, малом радиусе торца гребня, сопротив­ление истечению металла в зев валков возрастает, что препят­ствует оформлению гребня и образованию продольных трещин по окружности гребня; 2) при больших радиусах закругления внут­ренней стороны гребня и, следовательно, большом радиусе торца гребня, сопротивление заполнению зева роликов металлом ослабевает, металл соприкасается вплотную со стенками калибра, и в последней стадии прокатки возможно появление значительных растягивающих напряжений, а следовательно, и трещин.

Приведенные выше положения должны служить основой при построении профиля гребня всех цилиндрических роликов колесо­прокатного стана, при обязательном сохранении принципа по­строения полотна роликов по профилю обработанного колеса.

Вместе с тем, должно быть учтено следующее. Нажимные ролики выполняют основную работу по формированию гребня и поверхности катания колеса при приложении максимальных уси­лий. Но это же способствует и максимальному износу роликов как по полотну, так и по зеву. Коренной валок и направляющие ролики изнашиваются меньше, так как при деформировании ко­лесной заготовки с их стороны прикладываются меньшие усилия.

Большой износ нажимных роликов по зеву, заполнением кото­рого образуется гребень колеса, может привести к следующим нежелательным последствиям. Гребень большей толщины, посту­пая в узкий калибр коренного валка или направляющих роликов будет подрезаться ими, что при дальнейшем обжатии в нажим­ных роликах приведет к образованию закатов, как следствию описанных выше кинематических особенностей прокатки колес. Поэтому следует рекомендовать увеличение ширины зева корен­ного валка и направляющих роликов на 1 мм по сравнению с шириной зева нажимных роликов.

Построение сопряжений рабочих частей цилиндрических ро­ликов с неработающими показано на рис. 185, 186 и 187. Срез нижней торцевой части нажимных роликов обусловливается не­обходимостью сопряжения в процессе работы нажимных роликов с нижним наклонным валком.

Размеры цилиндрических роликов колесопрокатного стана должны выбираться на основании следующих соображений.

Нажимные ролики должны быть минимального диаметра. При одном и том же усилии, прикладываемом со стороны нажимных роликов, минимальный диаметр обеспечивает максимальные обжатия. Однако применение нажимных роликов минимального диаметра привело бы к значительному расходу инструмента в связи с быстрым выходом роликов из строя. Поэтому размеры нажимных роликов выбирают так, чтобы обеспечить возмож­ность последовательных переточек. Обычно диаметр нажимных роликов по зеву равен 230—200 мм, причем минимальный диа­метр определяется условиями прочности. Высота ролика по про­филю должна на 5—6 мм превышать ширину обода прокатывае­мого колеса (рис. 185).

Диаметр коренного валка должен быть пропорционален диа­метру наклонного валка в пережиме. Принятое на практике от­ношение диаметра коренного валка по зеву к диаметру наклон­ного валка в пережиме — 2,41 — близко к требуемому из кинема­тических условий для колес условного диаметра 950 мм. При из­менении диаметра наклонного валка при переточках в пределах 240—200 мм диаметр коренного валка по зеву меняется в преде­лах 490—578 мм. Минимальный диаметр обеспечивает требуемую прочность валка.

Высота калибра коренного валка должна быть принята на 10—12 мм больше возможной ширины обода заготовки после формовочного пресса. Это обеспечивает свободную установку за­готовки в стан (рис. 186).

Диаметр направляющих роликов выбирается из конструктив­ных соображений. Обычно по зеву он равен 235—305 мм (рис. 187).

Рис. 185. Нажимной ролик колесопрокатного стана и построение его профиля

Рис. 186. Коренной ролик колесопрокатного стана и построение его профиля

Рис. 187. Направляющий ролик колесопрокатного стана и построение его профиля

Деформирующий инструмент формовочного пресса

На формовочном прессе получают полное оформление ступи­ца и значительная часть диска, прилегающая к ней. Кроме того, обод подготовляется к последующей прокатке. Этим и определя­ются конфигурация и размеры деформирующего инструмента пресса: верхнего и нижнего штампов; формовочного кольца для оформления обода заготовки; оправки.

Рис. 188. Деформирующий инструмент формовочного пресса:

1-верхний штамп; 2-нижний штамп; 3-формовочное кольцо; 4-оправка

Верхний и нижний штампы (рис. 188) имеют: центральную полость, заполнение которой металлом образует ступицу; давя­щие плоскости, образующие при осаживании заготовки диск; на­ружную боковую поверхность, оформляющую внутреннюю по­верхность обода заготовки для последующей прокатки.

Центральная полость верхнего и нижнего штампов выполняет­ся по размерам ступицы горячего колеса. Пои этом диаметр у торца ступицы принимается равным 269—274 мм, а у диска — 305 мм. Высота полости в верхнем и нижнем штампах прини­мается различной. Как было показано выше, истечение металла в верхнюю полость происходит более интенсивно, чем в нижнюю, что обеспечивает хорошее заполнение металлом полости верхнего штампа. Поэтому для верхней полости достаточно выбрать вы­соту, гарантирующую требуемую длину ступицы с наружной сто­роны колеса. Следовательно, если обозначить высоту полости верхнего штампа через hв, она может быть принята равной

hв = (L- а')/2 (6.19)

где L — длина ступицы горячего колеса;

а' — толщина диска горячего колеса у ступицы.

Истечение металла в полость нижнего штампа затруднено противодействием сил давления и сил трения на стенках штампа и на оправке. Ограничение высоты полости нижнего штампа лишь-требуемым размером длины ступицы могло бы привести к недо­статочному заполнению полости металлом, в частности, к неза­полнению углов полости и к забракованию колес. Поэтому высо­та полости нижнего штампа выбирается на 5—7 мм больше вы­соты верхнего штампа. Производственная практика показала, что такое соотношение высот нижнего и верхнего штампа вполне оправдано.

Диаметры и высота полостей штампов определяют уклон их стенок. Сопряжение стенок полостей штампов с давящими пло­скостями выполняется по радиусу, соответствующему радиусу перехода от ступицы к диску готового колеса.

Уклон давящих плоскостей должен соответствовать уклону диска готового колеса.

Наружный диаметр штампов определяется внутренним диаметром колесной заготовки перед прокаткой. Уклон боковой по­верхности штампа должен соответствовать уклону внутренней поверхности обода готового колеса (углу наклона образующей среднего конуса наклонного валка к горизонту), а радиус сопря­жения боковой поверхности штампа с давящими плоскостями — радиусу переходной части наклонного валка от среднего конуса к концевому. Эти радиусы достаточно велики для предохранения заготовки от образования зажимов металла.

Принятые в отечественной практике размеры штампов пока­заны на рис. 189 и 190. Следует отметить, что при заданных диа­метрах штампов на колесопрокатном стане должна осущест­вляться раскатка по диаметру на 140—145 мм для колес диамет­ром 950 мм и на 190—195 мм для колес диаметром 1050 мм, что приводит к большей затрате времени на прокатку колес большего диаметра; технологически это ничем не оправдано.

Высота штампов над плитам» штампе держателей зависит от заданной ширины обода заготовки. Последняя должна на 10—15 мм превышать ширину обода горячего колеса. Таким образом, высота hш штампа над плитой штамподержателя может быть принята равной

hш = (H+(10-15)- а')/2

где Н — ширина обода горячего колеса;

а' — толщина диска у обода.

Рис. 189. Верхний формовочный штамп (в скобках указаны размеры для колес диаметром 1050мм)

Размеры формовочного кольца определяются объемом метал­ла в колесной заготовке. При этом не обязательно отчетливое за­полнение металлом наружной кольцевой полости, образуемой штампами и формовочным кольцом. Вместе с тем желательно, воизбежание образования дефектов в процессе деформирования, достаточно хорошее заполнение верхней части кольцевой полости. Внутренняя поверхность формовочного кольца должна иметь уклон, обеспечивающие выпадение колесной заготовки ив кольца при подъеме подвижной траверсы. Обычно этот уклон прини­мается равным 1 : 4.

Для определения размеров формовочного кольца можно воспользоваться следующими данными. Примем, что объем собствен­но обода заготовки заключен в кольцо трапецоидального сечения. Высота трапеции равна ширине обода; внутренний диаметр коль­ца наружному диаметру штампом; наружный диаметр кольца — полусумме оснований трапеций. При этом площадь трапе­ции F может быть определена выражением

F = (a+b)H/2 = a1H

где а— большее основание трапеции;

b — меньшее основание трапеции;

Н — ширина обода;

a1 — полусумма оснований.

С достаточной степенью точности статический момент Sф площади сечения обода относительно оси заготовки можно при­нять равным

Sф = F(R+ a1/2)

где R — наружный радиус штампов.

Определяя статический момент обода горячего колеса и части диска, раскатываемого из обода заготовки, по ранее изложенно­му способу, можно определить полусумму оснований трапеции по формуле

(6.20)

Внутренний диаметр формовочного кольца у основания верх­него штампа Dмин определится из выражения

где i — уклон формовочного кольца, принимаемый обычно 0,25—0,27.

Внутренний диаметр формовочного кольца у его нижнего основания Dмакс будет равен

где hф- ширина формовочного кольца.

Принятые на практике размеры формовочных колец для ко­лес диаметром 950 и 1050 мм приведены на рис. 191.

Размеры оправки формовочного пресса (см. рис. 188) опре­деляются размерами отверстия в ступице колеса.

Рис. 190. Нижний формовочный штамп (в скобках указаны размеры для колес диаметром 1050мм)

Деформирующий инструмент пресса для осаживания и прошивки литой заготовки

Осаживание литой заготовки на прессе производится с по­мощью сменных плоских плит, прикрепляемых к столу и верхне­му штамподержателю. Применение плоских плит несколько за­трудняет деформирование при осаживании, требуя большего уси­лия пресса, по вместе с тем позволяет производить осаживание без точного центрирования заготовки на столе пресса. Опыт при­менения конических плит показал, что усилие осаживания при этом снижается, но добиться требуемого при производстве колес центрирования трудно. Поэтому в настоящее время широко применяются плоские плиты.

Для центрирования при прошивке заготовки, а также для при­дания заготовке требуемых размеров по диаметру, осаживание производится г, калибровочном кольце.

При выборе размеров калибровочного кольца или, что то же, диаметра осаженном заготовки следует исходить из следующих соображений.

Диаметр осаженном заготовки — плюшки—должен быть больше диаметра штампа формовочного пресса — во избежание образования зажимов в местах сопряжения поверхностей давле­ния штампов с их боковой поверхностью. Диаметр плюшки должен быть близок к диаметру формовочного кольца для того, чтобы обеспечить воздействие формовочного кольца в первый период штамповки и тем самым гарантировать заполнение цент­ральной полости металлом. Вместе с тем чрезмерное увеличение диаметра плюшки может привести к образованию зажимов в месте перехода от обода к диску колесной заготовки. Это про изойдет вследствие смещения металла плюшки в наружной по­лости книзу под давлением формовочного кольца. Образование зажимов при применении формовочных колец малого диаметра наблюдалось неоднократно.

Рис. 191. Формовочные кольца для колес условного диаметра 950 и 1050мм

Для колес (рис. 192) заводской практикой установлены сле­дующие оптимальные размеры калибровочных колец, мм:

Диаметр колеса....................... 950 1050

Внутренний диаметр А …....840—855 895—910

» » В ….....872-887 927—942

Что касается прошивного инструмента, то размеры сменного наконечника пуансона, прошивня и подставки определяются тре­буемыми размерами отверстия.

Размеры остального деформирующего инструмента выби­раются конструктивно. На заводе им. К. Либкнехта приняты раз­меры инструмента, приведенные на рис. 192.

Рис. 192. Деформирующий инструмент пресса для осаживания и прошивки:

а-верхняя плита; б- нижняя плита; в- попуансонная плита; г- калибровочное кольцо; д- поворотный пуансон; е- сменный наконечник; ж- вставка; з- прошивень