Tehnologia de Prelucrare Pentru Un Arbore Canelat

TEHNOLOGIA DE PRELUCRARE PENTRU UN ARBORE CANELAT

1.1 Studiul condițiilor și a datelor inițiale

1.2 Stabilirea itinerarului tehnologic

1.3 Calculul adaosului de prelucrare si al dimensiunilor intermediare

Calculul regimurilor de așchiere

Noțiuni de bază

Alegerea mașinii – unelte

Alegerea sculelor așchietoare

Calculul parametrilor regimurilor de așchiere

Calculul normei de timp

Calculul tehnico-economic

TEHNOLOGIA DE PRELUCRARE A UNUI ARBORE CANELAT

Se va proiecta tehnologia de prelucrare mecanică prin așchiere în condițiile unei producții de serie mică a reperului din figura următoare:

Fig. 5.1 Arbore canelat-desen de executie

1 Tehnologia de fabricație a arborelui canelat

1.1 Studiul condițiilor și a datelor inițiale

Criterii ce stau la baza elaborării unui proces tehnologic

a) Criteriul tehnic

Acest criteriu presupune luarea tuturor măsurilor pentru realizarea produsului respectiv la performanțele prevăzute în documentația tehnică și tehnologică. Potrivit acestui criteriu trebuie să se realizeze întreg volumul de producție stabilit, cu parametrii de calitate impusi, privind precizia geometrică, de formă, de pozitie reciprocă și de calitate a suprafețelor, cu respectarea unor indici de fiabilitate astfel încât să existe garanția unei exploatări a produsului în condiții normale, pe o perioadă îndelungată.[13]

b) Criteriul economic

Acest criteriu impune realizarea produsului tehnologic în condiții de eficiență maximă. În acest scop, este necesar a se lua în discuție mai multe variante de proces tehnologic, adoptându-se cea care asigură eficiența maximă. Sub acest aspect, cele două criterii, tehnic și economic, trebuie considerate într-o legătura indisolubilă, rezultând din analiza unui complex de factori de natură tehnică, economică și organizatorică ce trebuie să ducă la obținerea unor produse cu proprietăți de întrebuințare superioare și costuri minime.

4

c) Criteriul social

Acest criteriu impune proiectarea unor procese tehnologice care să asigure condiții de muncă cât mai ușoare pentru personalul de deservire. În acest scop, la elaborarea proceselor tehnologice trebuie luate măsuri pentru introducerea mecanizării și automatizării avansate care să asigure eliberarea factorului uman de prestarea unor munci grele. Aceste măsuri trebuie să fie subordonate totodată celorlalte două criteri astfel încât, în ansamblu, să rezulte un proces tehnologic care să asigure produse de înaltă calitate, cu costuri mici, în condițiile unei solicitări reduse a forței de muncă.

Caracterul producției și mărimea lotului

Arborele canelat se realizează ca piesă unicat astfel caracterul producției este de producție individuală cu următoarele caracteristici:

lipsa perspectivei de repetare a prelucrării acelorasi piese;

utilizarea masinilor unelte și a S. D. V- urilor universale;

coeficientul de încărcare a mașinii- unelte folosite este redus;

documentația tehnologică este sumară;

folosirea largă a prelucrărilor după trasaj;

reglarea sculelor la cotă se face pe grupe de mașini;

necesită mână de lucru cu înaltă calificare;

asamblarea se realizează prin metoda ajustărilor.

Studiul desenului de execuție

Desenul de execuție constituie cel mai important document pentru elaborarea procesului tehnologic de fabricație a unui reper.

Verificarea desenului de execuție a unui reper prezintă următoarele două aspecte:

respectarea prescripțiilor standardelor în vigoare;

verificarea tehnologicitații piesei.

Aceste verificări prevăd următoarele:

construcția reperului;

forma;

dimensiunile;

toleranțele;

gradul de finisare;

materialul.

În urma verificării desenului de execuție, din acest punct de vedere, s-au constatat:

numărul de cote este minim, dar suficient pentru execuția și verificarea piesei;

prin modul de cotare nu rezultă lanțuri de cote închise;

pentru cotele de precizie sunt înscrise abaterile limită;

în spațiul liber al desenului sunt înscrise condițiile tehnice corespunzătoare;

toleranțele la cotele libere sunt în conformitate cu SR EN 22768-2.

În urma analizei reperului din punct de vedere al tehnologicității, rezultă următoarele:

este posibilă asimilarea fabricației acestui reper în scurt timp;

se pot folosi procedee tehnologice moderne, de mare productivitate, pentru obținerea reperului;

este necesar un consum mic de material;

materialul prescris este suficient de prelucrabil, și nu mai necesită nici un fel de măsuri în acest sens;

5

reperul prezintă suprafețe simple ce permit accesul ușor al sculelor și verificatoarelor;

reperul prezintă suprafețe ce pot fi folosite drept baze de cotare, baze de așezare și baze de fixare.

Alegerea semifabricatului

Reperul este executat din OLC45 STAS 880 – 80 cu următoarele caracteristici:

limita de curgere: σc = 480 N/mm2

rezistența la rupere: σc = 690 ÷ 840 N/mm2

alungirea: A = 14%

reziliența: KCU/2 = 60 J/cm2

duritate maximă: – normalizat – 230 HB

recopt – 207 HB

Având în vedere că producția este individuala și că piesa finală nu prezintă diametre mari între diametrele secțiunilor transversale, se alege un semifabricat laminat la cald, normalizat, sub forma de secțiune circulară, conform STAS 333 – 87, din șirul de valori: 22; 25; 26; 28; 30; 32.

Acest semifabricat prezintă o structură de ferită în proporție de 30 ÷ 60%, iar restul perlită. O asemenea structură este favorabilă prelucrării prin așchiere.

Conditii de formă (conform STAS 333 – 87) :

abaterea de la rectilinitate: 3 mm/m

ovalitatea, exprimată prin diferența dintre două diametre perpendiculare măsurate în aceeași secțiune: 0,75 din abaterile limita la diametru;

barele trebuie tăiate fără îndoirea capetelor și fără deformarea sensibilă a secțiunii transversale.

Stabilirea itinerarului tehnologic

Pentru obținerea unei piese finite dintr-un semifabricat există mai multe posibilități de abordare a succesiunii operațiilor de prelucrare. Dar nu orice succesiune de operații poate asigura îndeplinirea concomitenta a celor trei criterii care stau la baza elaborarii proceselor tehnologice.

Un principiu de bază care trebuie respectat la elaborarea proceselor tehnologice îl constituie menținerea, pe cât posibil, a acelorași baze tehnologice.

Un aspect important care trebuie avut în vedere la elaborarea proceselor tehnologice este gradul de detaliere a acestora pe operații și faze de prelucrare.

În elaborarea procesului tehnologic pentru reperul dat se va folosi principiul concentrării operațiilor. Concentrarea tehnica a operațiilor se bazează pe executarea unui număr mare de prelucrări: elementare, succesive, la un singur loc de muncă, păstrând, de regulă, aceeași orientare și fixare a piesei. Procesul tehnologic astfel proiectat conține, de regulă, un număr mare de operații cu faze multiple și, în cadrul fiecarei operații, semifabricatul suferă transformări importante ale formei și dimensiunilor.

Notarea suprafețelor reperului:

6

Stabilirea succesiunii operațiilor

Alegerea succesiunii se face ținând seama de următorii factori:

productivitatea masinilor – unelte existente;

condițiile tehnice impuse;

mărimea coeficientului total (Δtot) de precizie impus, ce trebuie realizat în urma fiecarei suprafețe în parte.

Valoarea coeficientului de precizie total, tot , este dată de relația:

Tsmf – toleranța semifabricatului, [μm];

Tp – toleranța piesei obținute după prelucrare, [μm].

De asemenea, valoarea coeficientului de precizie total, tot , se poate obține prin combinarea diferitelor metode de prelucrare pe diferite mașini – unelte:

în care: T = 13 µm – toleranța suprafeței piesei cu dimensiunea 200,,015 mm și p 0 002

rugozitatea Ra = 0,8 µm.

Alegem operațiile de prelucrare în următoarea ordine:

1. strunjire de degroșare – clasa 7 cu T1 = 0,280 mm 1  Tsmf  1200  4,28 2. T1 280

2. strunjire de finisare – clasa 5 cu T2 = 0,084 mm 2  T2  280  3,33 T1 84

3. rectificare de degroșare – clasa 4 cu T3 = 0,021 mm 3  T2  84  4 T3 21

7

4

Deci: tot   i  85,614 ctot  82,307 . i1

Suprafața este considerată încheiată.

Traseul tehnologic de prelucrare

8

9

10

1.3 Calculul adaosului de prelucrare si al dimensiunilor intermediare

5.1.3.1 Noțiuni de bază

Adaosul de prelucrare

Pentru determinarea adaosului de prelucrare se folosesc:

metoda de calcul analitic;

metoda experimental – statistică.

Comparativ cu adaosurile determinate experimental – statistic, calculul analitic poate conduce la economii de material de 6 ÷ 15% din greutatea piesei finite.

Adaosul de prelucrare intermediar minim se calculează cu ajutorul relațiilor:

– pentru adaosuri simetrice (pe diametru) la suprafețele exterioare și interioare de revoluție: 2Ac min  2Rzp  S p   2 2pc2

– pentru adaosuri simetrice la suprafețe plane opuse prelucrate simultan:

2Ac min  2Rzp  S p   2 p  c 

3. – pentru adaosuri asimetrice:

Ac min  Rzp  S p   p  c , in care:

Ac min – adaosul de prelucrare minim considerat pe o parte;

Rzp – înălțimea neregularităților de suprafața rezultate la faza precedentă;

Sp – adancimea stratului superficial defect (ecruisat) format la faza precedentă; εc – eroarea de așezare la faza de prelucrare considerată.[13], [14]

dimensiunile intermediare

Relațiile de calcul ale dimensiunilor intermediare se stabilesc din analiza schemelor de dispunere a adaosurilor intermediare și toleranțelor tehnologice.

În cazul producției de serie mică sau individuală se folosește metoda obținerii individuale a dimensiunilor.

Dispunerea adaosurilor de prelucrare se face conform schemei următoare:

Suprafețe exterioare Suprafețe interioare

Fig. 5.2 Dispunerea adaosurilor de prelucrare

11

1 – pentru suprafețele exterioare cu adaosuri simetrice se pot scrie relațiile: 2Acnom  2Ac min  Tp

p max  dc max  2Acnom

p min  d p max  Tp

pnom  d p max (rotunjit)

2 – pentru suprafețele interioare cu adaosuri simetrice se pot scrie relațiile: 2Acnom  2Ac min  Tp

p min  Dc min  2Ac max

p max  Dp min  Tp

pnom  Dp min (rotunjit)

In documentația tehnologică se va prescrie cota:

Dpnom  Dp min  Tp

La dimensiunile nominale ale semifabricatelor brute, abaterile limită sunt date în plus și în minus, conform schemei următoare:

Suprafețe exterioare Suprafețe interioare

Fig. 5.3 Dispunerea adaosurilor de prelucrare a semifabricatului

– pentru suprafețele exterioare cu adaosuri dispuse simetric:

2Acnom  2Ac min  Ai dnomf  dc max  2  Acnom

– pentru suprafețele interioare cu adaosuri dispuse simetric:

2Acnom  2Ac min  As

Dnomsf  Dc min  2Acnom

Observație:

p – indice care semnifică operația precedentă; c – indice care semnifică operația curentă;

Ai – abaterea inferioară la diametrul semifabricatului brut;

As – abaterea superioară la diametrul semifabricatului brut.[13].[14]

12

1.3.2 Calculul adaosurilor

Suprafața cilindrică exterioara C

a) Inainte de rectificarea de degroșare, după tratamentul termic: 2Ac min  2Rzp  S p   22pc2, in care:

εc = 0 (prindere intre varfuri)

Rzp = 25 µm Sp = 0 µm

ρp = 2·Ac ·lc = 2·0,4·152,5 = 122 µm

Deci, 2·A c min = 2·(25 + 0) + 2·122 = 50 + 244 = 294µm Avand Tp = 140 µm, se obtine:

2·Ac nom = 2·Ac min + Tp = 294 + 140 = 434 µm

dp max = dc max + 2·A c nom = 25 + 0,434 = 25,434 mm Rotunjim: dp max = 25,5 mm = dp nom

dp min = dp max – Tp = 25,5 – 0,140 = 25,36 mm

d p nom  25,500,140 mm – diametrul nominal de la care pornește rectificarea



b) Înainte de strunjirea de finisare și după strunjirea de degroșare: 2Ac min  2Rzp  S p   22pc2, in care:

εc = 0 (prindere intre varfuri)

Rzp = 50 µm Sp = 50 µm

 p  k centr2c215,16mc  2  0,12 152,5  36,6 m

ρcentr = 250 µm k = 0,06

Deci, 2Ac min = 2·(50 + 50) + 2·15,16 ≈ 230 µm Avand Tp = 280 µm, se obtine:

2Acnom  2Ac min  Tp  230  280  510 m

d p max  dc max  2Acnom  25,5  0,510  26,01 mm

Rotunjim: d p max  26,1 mm  d pnom

d p min  d p max  Tp  26,1  0,280  25,82 mm
p = 50 µm Sp = 50 µm

 p  k centr2c215,16mc  2  0,12 152,5  36,6 m

ρcentr = 250 µm k = 0,06

Deci, 2Ac min = 2·(50 + 50) + 2·15,16 ≈ 230 µm Avand Tp = 280 µm, se obtine:

2Acnom  2Ac min  Tp  230  280  510 m

d p max  dc max  2Acnom  25,5  0,510  26,01 mm

Rotunjim: d p max  26,1 mm  d pnom

d p min  d p max  Tp  26,1  0,280  25,82 mm

pnom  26,100,280 mm – diametrul nominal de la care se pornește strunjirea de finisare

Înainte de strunjirea de degroșare, pornind de la semifabricat:

2Ac min  2Rzp  S p   22pc2, in care:

εc = 0 (prindere intre varfuri)

Rzp = 150 µm Sp = 150 µm

 p  k centr2c2252,7m

ρc = 2·0,12·152,5 = 36,6 µm

ρcentr = 250 µm k = 1

13

Deci, 2·A c min = 2·(150 + 150) + 2·252,7 ≈ 1105,4 µm Avand Ai = –700 µm, se obtine:

2  Acnom  2  Ac min  Ai  1105,4  700  1805,4 m dnomsf  dc max  2  Acnom  26,1  1,8  27,9 mm

dnomsf  2800,,57 mm – diametrul nominal al semifabricatului de la care se pornește strunjirea de degroșare

Suprafața cilindrică exterioară B

a) Înainte de rectificarea de finisare și după rectificarea de degroșare: 2  Ac min  2  Rzp  S p   22pc2, in care:

εc = 0 (prindere intre varfuri)

Rzp = 10 µm Sp = 20 µm

ρp = 2·Δc·lc·k = 0,672 µm c = 0,4 µm/mm

k = 0,06

Deci, 2Ac min = 2·(10 + 20) + 2·0,672 ≈ 62 µm Avand Tp = 45 µm, se obtine:

2Acnom  2Ac min  Tp  62  45  107 m

d p max  dc max  2  Acnom  20,015  0,107  20,122 mm Rotunjim: d p max  d pnom  20,2 mm ;

d p min  d p max  Tp  20,2  0,045  20,155 mm

d pnom  20,200,045 mm – diametrul nominal de la care pornește rectificarea de



finisare

b) Înainte de rectificarea de degroșare, după tratamentul termic: 2Ac min  2Rzp  S p   22pc2, în care:

εc = 0 (prindere între varfuri)

Rzp = 25 µm Sp = 0 µm

ρp = 2·Δc·lc = 2·0,4·14 = 11,2 µm c = 0,4 µm/mm

lc = 14 µm

Deci, 2·A c min = 2·(25 + 0) + 2·11,2 ≈ 73 µm Avand Tp = 140 µm, se obtine:

2·Ac nom = 2·Ac min + Tp = 73 + 140 = 213 µm

dp max = dc max + 2·A c nom = 20,2 + 0,213 = 20,413 mm Rotunjim: dp max = dp nom = 20,5 mm

dp min = dp max – Tp = 20,5 – 0,140 = 20,36 mm

d pnom  20,500,140 mm – diametrul nominal de la care pornește rectificarea de degroșare



c) Înainte de strunjirea de finisare, după strunjirea de degroșare: se adoptă același adaos nominal ca la suprafața C:

2·Ac nom = 510 µm Tp = 280 µm

14

dp max = dc max + 2·A c nom = 20,5 + 0,510 = 21,01 mm Rotunjim: dp max = dp nom = 21,1 mm

dp min = dp max – Tp = 21,1 – 0,280 = 20,82 mm

d pnom  21,100,280 mm – diametrul nominal de la care pornește strunjirea de degroșare



Suprafețele cilindrice exterioare E si G

a) Înainte de rectificarea de finisare și după rectificarea de degroșare: se adoptă același adaos nominal ca la suprafața B:

2·Ac nom = 107 µm Tp = 45 µm

dp max = dc max + 2·A c nom = 20,015 + 0,107 = 20,122 mm Rotunjim: dp max = dp nom = 20,2 mm

dp min = dp max – Tp = 20,2 – 0,045 = 20,155 mm

d pnom  20,200,045 mm – diametrul nominal de la care pornește rectificarea de finisare



b) Înainte de rectificarea de degroșare, după tratamentul termic: se adoptă același adaos nominal ca și în cazul suprafeței B:

2·Ac nom = 213 µm Tp = 140 µm

dp max = 2·Ac nom + dc max = 0,213 + 20,2 = 20,413 mm Rotunjim: dp max = dp nom = 20,5 mm

dp min = dp max – Tp = 20,5 – 0,140 = 20,36 mm

d pnom  20,500,140 mm – diametrul nominal de la care pornește rectificarea de degroșare



c) Înainte de strunjirea de finisare, după strunjirea de degroșare: se adoptă același adaos nominal ca și în cazul suprafeței B:

2·Ac nom = 510 µm Tp = 280 µm

dp max = dc max + 2·A c nom = 20,5 + 0,510 = 21,01 mm Rotunjim: dp max = dp nom = 21,1 mm

dp min = dp max – Tp = 21,1 – 0,280 = 20,82 mm

d pnom  21,100,280 mm – diametrul nominal de la care pornește strunjirea de finisare



Înainte de strunjirea de degroșare:

Adaosul nominal se determină prin diferența diametrelor de strunjire ale treptelor vecine:

2·Ac nom = 26,1 – 21,1 = 5 mm Tp = 140 µm

Deci: d pnom  26,100,280 mm – diametrul nominal de la care pornește strunjirea de degroșare



Suprafețele cilindrice exterioare D și F

Înainte de strunjire:

Adaosul nominal se determină prin diferența diametrelor de strunjire ale treptelor vecine: 2·Ac nom = 20,5 – 19 = 1,5 mm

Deci: d pnom  20,500,140 mm – diametrul nominal de la care pornește strunjirea.



Suprafața cilindrică exterioară I

a) Înainte de rectificarea de finisare și după rectificarea de degroșare: se adoptă același adaos nominal ca și în cazul suprafeței B:

2·Ac nom = 107 µm Tp = 45 µm

15

dp max = dc max + 2·A c nom = 17,012 + 0,107 = 17,199 mm Rotunjim: dp max = dp nom = 17,2 mm

dp min = dp max – Tp = 17,2 – 0,045 = 17,165 mm

d pnom  17,20 0,045 mm – diametrul nominal de la care pornește rectificarea de finisare



b) Înainte de rectificarea de degroșare, după tratamentul termic: se adoptă același adaos nominal ca și în cazul suprafeței B:

2·Ac nom = 213 µm Tp = 140 µm

dp max = dc max + 2·A c nom = 17,2 + 0,213 = 17,413 mm Rotunjim: dp max = dp nom = 17,5 mm

dp min = dp max – Tp = 17,5 – 0,140 = 17,36 mm

d pnom  17,500,140 mm -diametrul nominal de la care pornește rectificarea de degroșare



c) Înainte de strunjirea de finisare, după strunjirea de degroșare: se adoptă același adaos nominal ca și în cazul suprafeței B:

2·Ac nom = 510 µm Tp = 280 µm

dp max = dc max + 2·A c nom = 17,5 + 0,510 = 18,01 mm Rotunjim: dp max = dp nom = 18,1 mm

dp min = dp max – Tp = 18,1 – 0,280 = 17,82 mm

d pnom  18,10 0,280 mm – diametrul nominal de la care pornește strunjirea de finisare



Înainte de strunjirea de degroșare:

Adaosul nominal se determină prin diferența diametrelor de strunjire ale treptelor vecine: 2·Ac nom = 21,1 – 18,1 = 8 mm

Deci: d pnom  21,100,280 mm -diametrul nominal de la care pornește strunjirea de degroșare



Suprafața cilindrică exterioară H

Înainte de strunjirea cu cuțit de canelat adaosul nominal se determină prin diferența diametrelor de strunjire ale treptelor vecine:

2·Ac nom = 17,5 – 16 = 1,5 mm

Deci: d pnom  17,500,140 mm – diametrul nominal de la care pornește strunjirea



Suprafețele frontale de capăt M și N

Suprafețele frontale de capăt vor fi supuse prelucrărilor de:

debitare cu fierastrău circular;

frezare bilaterală cu capete frontale.

2  Ac min  2  Rzp  S p   2   p  c  , in care:

Rzp + Sp = 0,3 mm

ρp = 0,01·D = 0,01·28 = 0,28 µm

εc = 0

Deci, 2·Ac min = 2·0,8 + 2·0,28 = 1,16 mm

Toleranța la lungimea de debitare, în treapta 14 de precizie este 1300µm. Abaterile limită sunt ±0,65 mm.

Deci, 2·Ac nom = 2·Ac min + |Ai| = 1,16 + 0,65 = 1,81 mm Lnom = Lmax + 2·Ac nom = 305,1 + 1,81 = 306,91 mm

Se rotunjește: Lnom = 307 mm.

16

La debitare se va respectă cota: Lnom  30700,,6565 mm

Valoarea recalculată a adaosului este:

2·Ac nom = Lnom – L = 307 – 305 = 2 mm.

Pe fiecare suprafață frontală: Ac nom = 1 mm.

2 Calculul regimurilor de așchiere

2.1 Noțiuni de bază

Regimul de așchiere este factorul principal care determină valoarea normei de lucru și este caracterizat de următori parametri:

adâncimea de așchiere;

avansul de lucru;

viteza de așchiere.

Alegerea regimului de așchiere se face în concordanța nu numai cu operația, ci și cu faza de lucru. La alegerea celui mai rațional regim de așchiere se iau în considerare valorile cele mai avantajoase ale parametrilor de lucru în ceea ce privește productivitatea, precizia de prelucrare și rugozitatea suprafețelor de prelucrat.

La proiectarea regimului de lucru se stabilesc următoarele etape de lucru:

alegerea mașinii – unelte;

alegerea sculei așchietoare;

determinarea adâncimii, avansului și vitezei de așchiere;

determinarea turației de lucru și recalcularea vitezei de lucru și a durabilitații sculei;

determinarea momentului de răsucire și a puterii efective de așchiere.

2.2 Alegerea mașinii – unelte

Alegerea tipului și dimensiunii mașinii – unelte se face pe baza caracteristicilor producției și semifabricatelor care urmează a fi prelucrate. La producția de serie mică și unicate, când la aceeași mașină urmează să se execute mai multe operații, ea trebuie să corespundă condițiilor de trecere ușoară de la o operație la alta.

Pentru alegerea mașinii unelte trebuie să se ia în calcul următorii factori:

felul prelucrării ce trebuie executată;

dimensiunile și forma semifabricatului;

precizia cerută la prelucrare;

schema cinematică a mașinii, avand în vedere concordanța cu regimul de aschiere ales și materialul de prelucrat;

puterea efectivă a mașinii – unelte.

1) Strung normal SN 400 h = 400 mm

l = 750 mm P = 7,5 kW

Gama de turații: [rot/min]

17

Gama de avansuri longitudinale: [mm/rot]

0

3) Mașina de frezat și centruit bilaterală (RDG) : diametrul de lucru:

– diametrul minim prelucrat: 20 mm; – diametrul maxim prelucrat: 160 mm;

– lungimea minimă de prelucrat: 120 mm;

– lungimea maximă de prelucrat: 800 ÷ 2000 mm; – gama de turații: 140 ÷ 180 rot/min;

– avans continuu burghiu de centruire: 20 ÷ 250 mm/min; – turații burghiu de centruire: 560 ÷ 1500 rot/min;

– avans continuu agregat frezare: 20 ÷ 400 mm/min; – puterea motoarelor de acționare: 2 x 5,5 kW.

18

k = 900

Mașina de frezat roți dințate FD 320

lungimea între vârfuri: 1170 mm;

diametrul maxim de rotire al piesei suport: 320 mm;

alezajul arborelui principal: 80 mm;

gama de turații ale arborelui principal: [rot/min]

puterea totală: 11,2 kW.

Mașina de rectificat exterior cilindric CEZ 312 M.

diametrul maxim al pietrei abrazive: 200 mm;

lungimea maxima de rectificat: 500 mm

conul masinii: Morse turația axului port – piesă [rot/min]:

avans longitudinal: 0 ÷ 10 m/min

avans transversal: 0,01 ÷ 0,1 m/min.

2.3 Alegerea sculelor așchietoare

După stabilirea felului sculelor așchietoare și cunoscându-se suprafața de prelucrat și faza de lucru – degroșare, semifinisare, finisare, se alege scula cu geometria optimă corespunzătoare.

După natura materialului de prelucrat, după proprietătile lui fizico – mecanice și după regimul de lucru adoptat, se alege materialul sculei așchietoare care să poata realiza o

prelucrare optimă în condițiile date. – cuțit de strunjit pentru degroșare:

cutit 16×16 STAS 6381 – 81/p20

cuțit de strunjit pentru finisare:

cuțit 25×16 STAS 6378 – 80/p20 k = 900

cuțit lama pentru canelat:

cuțit 18×3 STAS 354 – 63/Rp3

burghiu de centruire:

burghiu B4 STAS 1114/2 – 82/Rp5

disc abraziv pentru rectificat:

disc abraziv E 40 kB

freza melc pentru danturat caneluri:

freza melc STAS 3091 – 82

19

freza cilindro – frontală pentru canal de pană:

freza Ø8 STAS 1683 – 67

freza cilindro – frontală cu coadă:

freza Ø120 STAS 1684 – 67

pânza de fierastrău circular pentru debitare:

pânza circulară fierastrău STAS 6734 – 70

2.4 Calculul parametrilor regimurilor de așchiere

Debitarea semifabricatului

Se adoptă:

adancimea de așchiere: t = B = 4 mm (B – latimea panzei circulare)

avansul de lucru: s = 60 mm/min

viteza de lucru: v = 11,5 m/min

Alegerea mașinii – unelte:

se folosește o mașină – unealtă cu fierastrău circular FC 710 cu caracteristicile: dimensiunile pânzei: Ø710

dimesiunea barei de tăiat: Ø28 x 7000 cursa maximă port – pânză: 300 mm

gama vitezelor periferice ale pânzei: 9,5; 11,5; 15; 19,29; 30 [m/min] avansul de lucru continuu: 0 ÷ 400 m/min

puterea motorului: 7,5 kW

Strunjirea

Adâncimea de așchiere

t  2  Acnom

2©©

Suprafața C: 2500.013 mm degroșare: t = 0,9 mm finisare: t = 0,25 mm

Suprafața B: 200,,015 mm

0 002

degroșare: t = 2,5 mm finisare: t = 0,25 mm

Suprafața E și G: 200,,015 mm

0 002

degroșare: t = 2,5 mm finisare: t = 0,25 mm

Suprafața I: 170,,012 mm

0 001

degroșare: t = 1,5 mm finisare: t = 0,25 mm

Suprafața D și F: 1900.21 degroșare: t = 3,1 mm

Suprafața H: 1600.18 degroșare: t = 3,1 mm

20

Adoptarea avansurilor

pentru degroșare: s = 0,48 mm/rot pentru finisare: s = 0,12 mm/rot

Verificarea avansului pentru degroșare:

• din punct de vedere al rezistenței corpului cuțitului

b = 16 mm h = 16 mm L = 25 mm

Fz  C4  t x1  s y1  HBn1

C4 = 3,04 t = 2,5 mm

HB = 200

x1 = 1 y1 = 0,75 n1 = 0,75

s  y1 3,83  h  b  h / 2  1,293 mm / rot

C4  t x1  HBn1

sad  0,48 mm / rot  s  1,293 mm / rot

• din punct de vedere al rezistenței placuței așchietoare.

c = 3 mm

σ r = 70 daN/mm2 k = 900

xs = 0,7

sad  0,48 mm / rot  0,509 mm / rot

din punt de vedere al forței admise de mecanismul de avans al M.U. Q = 0,34·Fz = 29,02 daN

Q < Fz

din punct de vedere al rigiditații piesei:

sad  0,48 mm / rot  s  6,3 mm / rot

21

v1 = 83,134 m/min v2 = 69,17 m/min v3 = 75,831 m/min

Alegerea strungului

Fz = 237,748 daN

C4 = 3,04

v = 69,17 m/min

kFz = 1 η = 0,8

Ne = 3,426 kW _S.N. 400.

Alegerea turațiilor de lucru

n  1000  v [rot/min]   D

D1 = 25 mm; v1 = 83,134 m/min → n1 = 1058,495 rot/min. D2 = 20 mm; v2 = 69,17 m/min → n2 = 1100,874 rot/min. D3 = 17 mm; v3 = 75,831 m/min → n3 = 1419,868 rot/min. nad = 955 rot/min

Recalcularea vitezei: v  nad   D [m/min] 1000

v1 = 75 m/min ; v2 = 60 m/min ; v3 = 54 m/min

22

3 Calculul normei de timp

3.1 Norma de timp la debitare

Tpi = 3,6 min

tb  l  l1  l2  0,66 min s  n

ta = ta1 + ta2 + ta3 + ta4 = 0,8 min tdt = 0,0132 min

tdo  1001,2 Tef  0,0066 min ton = 0,0657 min

NT = 1,531 min

Norma de timp la frezarea suprafețelor frontale de capăt

Tpi = tpi1 + tpi2 = 16 + 10 Tpi = 26 min

Tpi = tpi1 + tpi2 = 3 + 4 Tpi = 7 min

tb = 1 min

ta = 0,03 + 0,06 + 0,04 + 0,14 = 0,34 min tdt = 0,067 min

tdo = 0,014 min ton = 0,042 min NT = 1,902 min

Norma de timp la centruire

Tpi = tpi1 + tpi2 = 3 + 4 Tpi = 7 min

tb = 1 min

ta = 0,03 + 0,06 + 0,04 + 0,14 = 0,34 min tdt = 0,067 min

tdo = 0,014 min ton = 0,042 min NT = 1,902 min

Norma de timp la strunjirea de degroșare

Tpi = 15 + 1,1 + 1 = 17,1 min tbI = 1,085 min

taI = 5,11 min tdt = 0,027 min

tdoI = 0,0108 min tonI = 0,340 min NTI = 6,743 min

tbII = 0,254 min taII = 3,14 min

tdoII = 0,00063 min tdtII = 0,0063 min

23

tonII = 0,176 min NTI = 3,576 min

Norma de timp la strunjirea de finisare

Tpi = 17,2 min tbI = 1,944 min taI = 5,11 min

tdtI = 0,0486 min tdoI = 0,0194 min tonI = 0,388 min NTI = 7,662 min

tbII = 0,589 min taII = 2,67 min tdtII = 0,0147 min tdoII = 0,0088 min tonII = 0,179 min NTI = 3,459 min

Norma de timp la strunjirea canalelor

T pi = 16,1 min tb = 1,184 min ta = 3,57 min tdt = 0,029 min

tdo = 0,0118 min ton = 0,186 min NT = 3,783 min

Norma de timp la frezarea canalului de pană

T pi = 29 min tb = 0,872 min

ta = 0,95 min tdt = 0,0476 min

tdo = 0,0258 min ton = 0,082 min NT = 2,653 min

5.3.8 Norma de timp la danturarea canelurilor

T pi = 33 min tb = 1,922 min

ta = 10,79 min tdt = 0,0497 min tdo = 0,0192 min ton = 0,3816 min NT = 13,49 min

5.3.9. Norma de timp la rectificarea de degroșare

24

T pi = 17,7 min tb = 3,236 min ta = 2,390 min tdt = 0,819 min tdo = 0,112 min ton = 0,168 min NT = 6,902 min

5.3.10. Norma de timp la rectificarea de finisare

T pi = 17,7 min tb = 1,24 min ta = 2,54 min tdt = 0,298 min tdo = 0,075 min ton = 0,113 min NT = 4,443 min

4 Calculul tehnico-economic

În lipsa unor principii de alegere a succesiunii operațiilor, numărul variantelor tehnologice care se pot întocmi pentru prelucrarea prin așchiere a unei piese este dat în relația: V = N ! , unde:

V – numărul variantelor de proces tehnologic

N – numărul operațiilor necesare prelucrării unei piese.

Necesitatea alegerii variantei optime din punct de vedere tehnico – economic se impune pentru rezolvarea următoarelor etape ale proiectării tehnologice:

alegerea semifabricatului;

alegerea variantei procesului tehnologic de prelucrare mecanică;

alegerea echipamentului tehnologic;

precizarea mijloacelor de transport uzinal;

organizarea procesului de producție în spațiu și timp.

Dintre variantele de proces tehnologic care se pot întocmi pentru prelucrarea unei piese trebuie să se aleagă aceea care să asigure realizarea corectă a piesei, în condițiile tehnice impuse de documentație, la prețul de cost cel mai mic, cu un volum de timp cât mai redus.

Alegerea celei mai avantajoase variante tehnologice din punct de vedere tehnico – economic se face în baza unor indici tehnico – economici. Se compară valorile acestor indici pentru variantele luate în analiza cu valori ale acelorasi indici cunoscuți din activitatea de producție a unor întreprinderi cu tehnologie avansată.

Printre cei mai importanți indici tehnico – economici se prezintă următorii:

coeficientul timpului de bază;

coeficientul de continuitate în funcționare M. U.;

coeficientul de utilizare a materialului;

norma de timp pentru intreg procesul tehnologic;

prețul de cost al unei piese.

Dacă se iau în discuție două variante tehnologice pentru care s-au făcut investiții diferite, obținându-se cost minim al produsului, pentru investiții se va calcula termenul de recuperare al investițiilor, cu relația:

Tr  I2  I1  Trm , în care:

C1  C2

I1 si I2 – investițiile la variantele 1 si 2

25

C1 si C2 – costurile variantelor 1 si 2

Trm – termenul de recuperare normat al investiției suplimentare.

Investițiile la varianta 2 asigură un cost al produsului mai mic. Dacă termenul de recuperare normat este cel puțin egal cu termenul de recuperare, se alege varianta 2 de proces tehnologic, care asigură un cost minim al produsului, deși se fac investiții mai mari.

1. Coeficientul timpului de bază Cb  Ttbu , în care:

tb – timpul de bază [min] Tu – timpul unitar [min]

Tu = tb + ta + tdt + tdo + ton [min] debitare: Cbd = 0,427

frezarea suprafețelor frontale: Cbff = 0,575 centruire: Cbc = 0,545

strunjire: Cbs = 0,202

frezare canal pană: Cbfc = 0,369 frezare caneluri: Cbcan = 0,146 rectificare degroșare: Cbrd = 0,481 rectificare finisare: Cbrf = 0,2906

Coeficientul de continuitate în funcționare M. U.

Cc  tb , în care:

Tef

tb – timpul de bază [min] Tef – timpul efectiv [min] debitare: Ccd = 0,452

frezarea suprafețelor frontale: Ccff = 0,642 centruire: Ccc = 0,746

strunjire: Ccs = 0,2105

frezare canal pană: Ccfc = 0,478 frezare caneluri: Cccan = 0,151 rectificare degroșare: Ccrd = 0,575 rectificare finisare: Ccrf = 0,328

3. Coeficientul de utilizare a materialului:

Norma de timp pentru întregul proces tehnologic: Ttot = Σ NT = 58,24 [min]

Prețul de cost al materialului încorporat în piesă M = m·G – m1·k·(G – g) [lei], în care:

m – costul unui kg de material m1 – costul unui kg de deșeu G – greutatea semifabricatului

26

g – greutatea piesei finite

k – coeficient de utilizare a deșeurilor.

M = 19,7·1,373 – 0,87·0,85·(1,373 – 0,899)=26,70 lei Cost piesa finita : C p  Cmat  Cman  Cr  Cau  Cas C p  26,7  160 170  40  10,8  8,2  415,7 lei