Sistemul de Deplasare a Unui Pod Rulant cu Sarcina de 30tf

CUPRINS

Capitolul I

SISTEME DE DEPLASARE. ………………………………………………………5

1.1. Generalități. …………………………………………………………………….5

1.2. Teoria generală a deplasării macaralelor. …………………………………………6

1.3. Scheme cinematice ale sistemelor de deplasare ……………………………………7

1.4. Construcția și montajul roților de rulare …………………………………………..9

1.5. Funcționarea sistemului de deplasare al podului. ……………………………….11

Capitolul II

PROIECTAREA SISTEMULUI DE DEPLASARE AL

PODULUI RULANT DE 30 TF. …………………………………………………13

2.1.Calculul danturilor cilindrice exterioare

executate cu sculă cremalieră. ………………………………………………………13

2.2.Determinarea rezistenței la înaintare, a

podului rulant de 30 tF. …………………………………………………………..21

2.3.Calculul, alegerea și verificarea motorului

electric pentru mecanismul de deplasare al podului rulant. ………………………….24

2.4.Alegerea, verificarea și determinarea

durabilității rulmenților. …………………………………………………………….25

2.5.Calculul de dimensionare al bolțului. ……………………………………………30

Capitolul III

TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A PIESEI „BOLȚ”

COMPONENTĂ A ANSAMBLULUI ROATĂ DE RULARE. ……………………31

3.1. Analiza constructiv – tehnologică a piesei „BOLȚ”. …………………………….31

3.2. Alegerea semifabricatului. ……………………………………………………34

3.3. Stabilirea itinerariului tehnologic. ………………………………………………36

3.4. Calculul adaosurilor de prelucrare,

determinarea dimensiunilor intermediare. …………………………………………..39

3.5. Alegerea mașinilor unelte și a S.D:V.-urilor. ……………………………………42

3.6. Calculul regimurilor de așchiere. …………………………………………………44

3.7. Calculul normelor tehnice de timp. ………………………………………….55

Capitolul IV

CALCULUL EFICIENȚEI ECONOMICE LA LUCRĂRI

CU PODURI RULANTE. ……………………………………… ……………….64

Capitolul V

NORME DE TEHNICA SECURITĂȚII MUNCII. …………………………….68

BIBLIOGRAFIE ………………………………………………………………….70

=== Pod ruland cu sarcina de 30tF ===

CUPRINS

Capitolul I

SISTEME DE DEPLASARE. ………………………………………………………5

1.1. Generalități. …………………………………………………………………….5

1.2. Teoria generală a deplasării macaralelor. …………………………………………6

1.3. Scheme cinematice ale sistemelor de deplasare ……………………………………7

1.4. Construcția și montajul roților de rulare …………………………………………..9

1.5. Funcționarea sistemului de deplasare al podului. ……………………………….11

Capitolul II

PROIECTAREA SISTEMULUI DE DEPLASARE AL

PODULUI RULANT DE 30 TF. …………………………………………………13

2.1.Calculul danturilor cilindrice exterioare

executate cu sculă cremalieră. ………………………………………………………13

2.2.Determinarea rezistenței la înaintare, a

podului rulant de 30 tF. …………………………………………………………..21

2.3.Calculul, alegerea și verificarea motorului

electric pentru mecanismul de deplasare al podului rulant. ………………………….24

2.4.Alegerea, verificarea și determinarea

durabilității rulmenților. …………………………………………………………….25

2.5.Calculul de dimensionare al bolțului. ……………………………………………30

Capitolul III

TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A PIESEI „BOLȚ”

COMPONENTĂ A ANSAMBLULUI ROATĂ DE RULARE. ……………………31

3.1. Analiza constructiv – tehnologică a piesei „BOLȚ”. …………………………….31

3.2. Alegerea semifabricatului. ……………………………………………………34

3.3. Stabilirea itinerariului tehnologic. ………………………………………………36

3.4. Calculul adaosurilor de prelucrare,

determinarea dimensiunilor intermediare. …………………………………………..39

3.5. Alegerea mașinilor unelte și a S.D:V.-urilor. ……………………………………42

3.6. Calculul regimurilor de așchiere. …………………………………………………44

3.7. Calculul normelor tehnice de timp. ………………………………………….55

Capitolul IV

CALCULUL EFICIENȚEI ECONOMICE LA LUCRĂRI

CU PODURI RULANTE. ……………………………………… ……………….64

Capitolul V

NORME DE TEHNICA SECURITĂȚII MUNCII. …………………………….68

BIBLIOGRAFIE ………………………………………………………………….70

Capitolul I

SISTEME DE DEPLASARE

1.1. GENERALITĂȚI

Sistemele de deplasare sunt acele sisteme cu ajutorul cărora se realizează mișcarea de translație a macaralelor sau a unor părți ale acestora în scopul modificării poziției lor, schimbării amplasamentului sau transportului sarcinii.

În funcție de modul de realizare a forței de tracțiune, sistemele de deplasare pot fi:

autopropulsate;

tractate.

În cazul sistemelor tractate, schema structurală se prezintă în figura 1.1:

Fig. 1.1. Alcătuirea structurală a sistemelor de

deplasare tractate

Sistemele autopropulsate sunt alcătuite după schema motor – transmisie – organe de deplasare (roți sau șenile), iar forța motoare se transformă în forță de tracțiune la nivelul organelor de deplasare ca urmare a interacțiunii lor cu calea.

Pentru tractarea cărucioarelor sunt utilizate troliile, iar pentru tractarea macaralelor sunt de regulă utilizate vehicule tractoare.

1.2. TEORIA GENERALĂ A DEPLASĂRII MACARALELOR

Deplasarea apare ca efect al transmiterii unui moment activ roților motoare.

Caracterul mișcării este determinat de mărimea și sensul forțelor care acționează asupra lor și care se pot grupa în:

forțe active;

forțe rezistente.

Momentul activ transmis roții se numește moment la roată MR, iar puterea corespunzătoare utilizată la propulsare – putere la roată NR.

Datorită transmisiei aceste două mărimi diferă de momentul și puterea motorului (Mm și Nm).

Fig. 1.2. Forțele și momentele care acționează pe roțile motoare

Momentul la roată se poate înlocui cu cuplul echivalent de forțe FR, figura 1.2, una acționând în centrul, cealaltă la contactul roții cu calea de rulare.

Aceasta poartă denumirea de forță la roată și reprezintă acțiunea roții asupra căii de rulare. Ca efect al acestei acțiuni apare o forță de reacțiune a căii, orientată în sensul de mișcare, notată Xm.

Această forță produce propulsia macaralei, de aceea mai poartă denumirea de forță motoare și este notată Fm.

Apariția și mărimea ei sunt condiționate de aderența roții cu calea, deci de existența încărcării Pm a roții.

Forța de tracțiune Ft se obține scăzând din forța motoare rezistența proprie la rulare a roții Wm.

Ea reprezintă forța disponibilă la roata motoare pe seama căreia se învinge rezultanta rezistențelor la înaintare opuse de macara aplicată prin șasiu în axul roții, notată F’m.

1.3. SCHEME CINEMATICE ALE SISTEMELOR DE DEPLASARE

Acționarea podurilor rulante și macaralelor portal, este electrică sau electrohidraulică; în consecință poate lucra în zonele sau obiectivele la care este asigurată alimentarea cu energie electrică.

Există diferite tipuri de scheme constructive pentru mecanismele de deplasare ale podurilor rulante, din care cele mai reprezentative sunt:

mecanism de translație cu motor și reductor central;

mecanism de translație cu grupuri motoare independente fixate pe podest (transmisie pe capete).

În figura 1.3 se prezintă schema cinematică a unui mecanism de translație cu motor și reductor central.

S-au notat următoarele părți componente:

motor electric;

frână electrohidraulică;

reductor deplasare pod;

arbori tubulari;

cuplaje dințate;

roată de rulare.

Fig. 1.3. Mecanism de translație cu motor

și reductor central

În figura 1.4 se prezintă schema cinematică a unui mecanism de translație cu grupuri motoare independente fixate pe podest (nivelul căii de rulare).

S-au notat următoarele părți componente:

motor electric;

frână electrohidraulică;

reductor deplasare pod;

cuplaj dințat;

roată de rulare.

Fig. 1.4. Mecanism de translație cu grupuri motoare

independente fixate pe podest

1.4. CONSTRUCȚIA ȘI MONTAJUL ROȚILOR DE RULARE

Practica exploatării macaralelor a arătat că în cazul regimurilor intensive de exploatare roțile cilindrice ale podurilor rulante se uzează repede trebuind să fie schimbate mai ales datorită subțierii prin uzură a buzelor de ghidare.

În acest caz cele mai indicate sunt roțile ușor conice și șinele bombate care asigură autocentrarea în mers fără contact lateral buză – șină, întrucât la mersul oblic roata mai înaintată ia contact cu șina pe un diametru mai mic, iar cea rămasă în urmă pe unul mai mare.

Forma constructivă a roților depinde de procedeul de realizare, de soluția de montaj, precum și de rolul funcțional, roțile pot fi turnate, matrițate și cu bandaj.

În figura 1.5, se prezintă o soluție constructivă des utilizată, și anume o roată de rulare montată pe osie nerotitoare, acționată:

Fig. 1.5. Roată de rulare montată pe osie

nerotitoare acționată

S-au notat următoarele părți componente:

roată de rulare condusă;

rulmenți radiali-oscilanți cu role butoi;

capac rulment;

bolț fix;

casetă;

calea de rulare, profil pătrat;

bucșe rulmenți.

1.5. FUNCȚIONAREA SISTEMULUI DE DEPLASARE AL PODULUI

În figura 1.6, se prezintă mecanismul de deplasare al unui pod rulant având mecanismul de translație cu motor și reductor central.

Părțile componente principale ale acestui mecanism de translație sunt:

arbori tubulari de transmisie;

cuplaje dințate;

pinion de capăt;

lagăre de alunecare;

grinzi de capăt;

roată dințată condusă;

bolț fix;

roată de rulare condusă;

calea de rulare a macaralei.

Transmiterea mișcării (deplasarea macaralei) se realizează astfel: motorul electric în această variantă este în număr de două bucăți, câte unul la fiecare capăt al macaralei.

Acesta acționează reductorul de deplasare al podului (două bucăți reductoare pe macara), prin intermediul cuplajului elastic tipizat, format din cuplaj motor, șaibă de frână, amortizoare (din cauciuc), inel din două jumătăți, șaiba de frână este montată pe arborele pinion al reductorului, de mare importanță fiind centrarea acesteia pe strung împreună cu arborele pinion al reductorului, în continuare pe arborele de ieșire al reductorului este montat pinionul de capăt care acționează coroana dințată condusă montată pe roata de rulare.

Arborii de transmitere sunt montați pe lagăre de alunecare, cu bucșe de bronz, foarte importantă fiind ungerea acestora, pentru a se evita uzarea zonelor de fus ale arborilor.

Ansamblul roții de rulare este montat pe grinzile de capăt prin intermediul bolțurilor fixe (nerotitoare), care sunt blocate cu ajutorul plăcuțelor de blocare, montate în canalele de pe capetele bolțurilor.

Fig. 1.6. Mecanism de deplasare al unui pod rulant

Capitolul II

PROIECTAREA SISTEMULUI DE DEPLASARE AL

PODULUI RULANT DE 30 TF

2.1. CALCULUL DANTURILOR CILINDRICE EXTERIOARE EXECUTATE CU SCULĂ CREMALIERĂ

Algoritmul de calcul al danturilor cilindrice cu dinți drepți, se găsește în [11], tabelul (14.21).

Date inițiale :

– numerele de dinți :

z1 = 18

z1 = 59

– unghiul de înclinare al dintelui :

= 0

– modulul standardizat :

mn = 12

– modulul frontal :

– profilul de referință standardizat :

n = 20 ; h*a = 1 ; c* = 0,25

– unghiul profilului în plan frontal :

t = n = 20

– distanța dintre axe de referință, aw :

aw = 462 mm

– deplasările specifice (normale) de profil, xI(2) , se calculează ulterior

– lățimea danturii :

b1 = b2 + (0,5 … 1,5)mn = 110 mm

Parametrii de bază ai angrenajului

– distanța dintre axe, a :

– unghiul de angrenare, w :

w = t = 20

– suma deplasărilor specifice (normale) de profil, x , (pentru aw a) :

unde :

x = 0

– deplasările specifice (normale) de profil, xi , (pentru aw a) :

x1 = x2 = 0 (a = aw) , nu există deplasare de profil.

– diametrul de divizare, d :

d1 = mtz1 = 216 mm

d2 = mtz2 = 708 mm

– diametrul de picior, df :

– înălțimea dinților, h:

– scurtarea dinților, h :

unde :

– diametrul de cap, da:

=240 mm

=732 mm

– diametrul de bază, db :

202,973 mm

665,3023 mm

Verificarea calităților geometrice ale angrenajului

– verificarea lipsei ascuțirii dinților pe cilindrul de cap, grosimea dinților, sa1 ≥ 0,3 :

mm

unde :

mm unde :

– verificarea lipsei subtăierii, u1 ≥ 0 :

mm

mm

– verificarea lipsei interferenței profilurilor,

mm

mm

unde : a1(2) – unghiul de presiune la vârful dintelui, rezultă din :

– verificarea continuității angrenării în plan frontal, :

se recomandă pentru angrenaje cu dinți drepți, 1,2

– gradul de acoperire axial, :

la angrenaje cu dinți drepți = 0

– gradul de acoperire total, :

= + =1,656

Dimensiunile nominale de control:

Pentru verificarea profilului frontal și direcției dinților

– raza de bază, rb :

– razele de curbură în punctele caracteristice ale profilului,

; ; calculate anterior,

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

– condiția flancării directe,

53,233 > 40,7985

– unghiul de înclinare al direcției pe cilindrul de bază, b :

b = 0

Pentru verificarea poziției relative a dinților

– pasul angrenării,

Pentru verificarea poziției profilului de referință

– coarda constantă, :

– înălțimea la coarda constantă, :

– condiția de măsurare a coardei constante;

1,8525 < 45,7944 < 64,035

85,989 < 129,9314 < 152,6403

unde : ; ;

razele de curbură ale profilului la vârful dinților

– unghiul de presiune x1,2 în punctul de măsurare a lungimii peste dinți (pe cilindrul de diametru dx1,2 = d1,2 + 2×1,2mn)

x1 = t = 20

x2 = t = 20

– numărul de dinți (de calcul) Nc , în intervalul de măsură al lungimii WN :

2,49 dinți 3 dinți

7,05 dinți 7 dinți

– lungimea peste N dinți, WN :

– condițiile de măsurare a lungimii WN :

;

– diametrul bilelor (rolelor) de control DB , la măsurarea peste bile (role) :

DB tab = 21,863 mm

– unghiul de presiune la centrul bilelor (rolelor) de control B1,2 :

B1 = 2620’ =26,333

B2 = 22 28’=22,466

– diametrul cilindrului de așezare a centrelor bilelor (rolelor) de control dB1,2 :

mm mm

– lungimea peste bile, MB1,2 :

; la roțile cu z1,2 par

; la roțile cu z1,2 impar

MB1 = 226,475 + 21,863 = 248,338 mm

MB2 = 719,58 + 21,863 = 741,5518 mm

– condiția de măsurare a lungimii, MB

MB1da1 ; 248,338 240

MB2da2 ; 741,5518 732

2.2. DETERMINAREA REZISTENȚEI LA ÎNAINTARE, A PODULUI RULANT DE 30 TF

Relațiile de calcul s-au extras din [2]pag.155.

Schema pentru determinarea rezistenței la înaintare a podului rulant se prezintă în figura 2.1.

Se consideră următoarele date de calcul:

sarcina de ridicare, Q = 30 tF = 300000 N;

diametrul roții de rulare, D = 800 mm;

greutatea căruciorului, GC = 5000 kgF = 50000 N;

greutatea macaralei, G = 28 tF = 280000 N;

suprafața expusă acțiunii vântului, Ai = 16,5 m2.

Fig. 2.1. Determinarea rezistenței la înaintare

a) Calculul rezistenței totale în cazul montajului pe lagăre de alunecare

Wtot = W + Wp + Wv, (6.18)[3]

unde:

W – rezistența la înaintare a mecanismului, N;

Wp – rezistența la înaintare datorită pantei căii de rulare, N;

Wv – rezistența la înaintare datorită acțiunii vântului, N;

G – suma greutăților proprii fără sarcină de ridicare, N;

μ – coeficient de frecare,

Unde:

μ = (0,08 … 0,1) – pentru lagăre de alunecare;

μ = (0,0015 … 0,05) – pentru lagăre de rostogolire.

pv – presiunea vântului, N/m2.

W =

21380,6 N (6.19)[3]

unde:

Wp = = 0,001 630000 = 630 N (6.20)[3]

Wv = pv Ai = 200 16,5 = 3300 N (6.21)[3]

pv = 20 daN/m2 = 200 N/m2

Efectuând calculul cu ajutorul rezistenței unitare la înaintare, obținem:

Wtot = 21380,6 + 630 + 3300 = 25310,6 N

Calculând cu ajutorul unei valori medii admise, în cazul lagărelor de alunecare, w = 20 kgF/tF = 200 10-4 N, vom avea:

W = = 1,5 630000 200 10-4 = 18900 N

Wtot = 18900 + 630 + 3300 = 22830 N

b) Calculul rezistenței totale în cazul montajului pe lagăre de rostogolire

În cazul montajului pe rulmenți vom avea:

W = (6.24)[3]

W = N

Wtot = W + Wp + Wv = 7796,25 + 630 + 3300 = 11726,25 N

Calculând cu ajutorul unei valori medii admise, în cazul lagărelor de alunecare, w = 7 kgF/tF = 70 10-4 N, vom avea:

W = = 3 630000 70 10-4 = 13230 N

Wtot = 13230 + 630 + 3300 = 17160 N

2.3. CALCULUL, ALEGEREA ȘI VERIFICAREA MOTORULUI ELECTRIC PENTRU MECANISMUL DE DEPLASARE AL PODULUI RULANT

Date inițiale:

rezistența totală la înaintare, Wtot = 22830 N;

viteza de translație a podului, vT = 45 m/min = 0,75 m/s;

durata relativă de lucru, DA = 36%;

sarcina de ridicare, Q = 300000 N;

diametrul roților de rulare, D = 800 mm;

raportul de transmitere, i = 10,35.

Determinarea puterii în bază de regim a motorului se calculează astfel:

Pnec = P calc (6.38)[3]

În figura 2.2 se prezintă diagrama calcului puterii de regim.

unde:

Pcalcul = kW (6.39)[3]

Din catalog se alege un motor electric asincron trifazat cu rotorul în scurtcircuit, ASI 225M – 60 – 8, având următoarele caracteristici tehnice principale:

puterea, P = 22 kW;

turația, n = 730 rot/min;

durata relativă de lucru DA = 25%;

GD2 = 4 N/m2.

Se verifică motorul la demaraj prin calculul coeficientului de supraîncărcare momentană:

(6.41)[3]

Fig. 2.2. Calculul puterii de regim al motorului electric

Se verifică timpul de demaraj:

td = (6.42)[3]

td =

td tdmin = 1,275

unde: tdmin = 1,7 vT = 1,275 sec

2.4.ALEGEREA, VERIFICAREA ȘI DETERMINAREA DURABILITĂȚII RULMENȚILOR

Din STAS 3918 – 98, se aleg doi rulmenți radiali oscilanți cu role butoi pe două rânduri, seria 22232, având următoarele caracteristici:

D = 290 mm;

d = 160 mm;

B = 80 mm;

R = 4 mm;

capacitatea dinamică, C = 540000 N;

capacitatea statică C0 = 655000 N;

turație limită, ungere cu unsoare, n = 1100 rot/min;

turație limită, ungere cu ulei, n = 1400 rot/min;

sarcina radială maximă care acționează asupra rolei, Fr = 200000 N;

n = 40 rot/min, turația roții de rulare;

V = 1, coeficient de rotație;

L = 225 mm, distanța de montaj (distanța între reacțiunile din lagăre);

D’ = 800 mm, diametrul roților de rulare.

Cei doi rulmenți radiali oscilanți – 22232, constituie lagărele unei roți de rulare, figura 2.3, sarcina radială maximă care acționează asupra roții de rulare este Fr, turația roții fiind n = 40 rot/min.

Forța radială Fr, acționând la jumătatea distanței dintre cei doi rulmenți, se repartizează uniform pe fiecare reazem; sarcina axială Fa participă de asemenea, la încărcarea radială a rulmenților din reazemele I și II.

Pentru rulmenții aleși 22232, avem cazurile:

a) pentru Fa / VFr e, X = 1, coeficient radial; Y = 2,4, coeficient axial;

b) pentru Fa / VFr e, X = 0,67, coeficient radial; Y = 3,6, coeficient axial.

Știind că sarcina axială, care acționează în ambele sensuri pe diametrul căii de rulare, av\nd valoarea (D’ = 800 mm) este Fa = 0,1 Fr, se va determina durata de funcționare a fiecărui rulment.

Fig. 2.3. Amplasarea lagărelor roții de rulare

Sarcina pe roți variază liniar, schema de solicitare a rulmenților fiind prezentată în figura 2.4.

Fa = 0,1 Fr = 20000 N

PI = FrI = (2.45)[5]

PII = X FrH + Y Fa = X () + Y Fa*) (2.46)[5]

PI = Pmax

Fig. 2.4. Schema de solicitare a rulmenților radiali-oscilanți 22232

PII = 0,67 115177,8 N = Pmin

Pentru rulmenții radial-oscilanți mai mari decât rulmentul 22226, factorul e = 0,28, rezultă:

e = 0,28,

X = 0,67; Y = 3,6;

La schimbarea sensului sarcinii axiale (fig.2.4), rulmentul I va prelua sarcina axială.

Deoarece variază liniar, valoarea medie se determină cu relația:

Pm = N

Schema pentru calculul lui Pm se prezintă în figura 2.5.

Fig. 2.5. Schemă pentru calculul sarcinii Pm

În funcție de raportul:

, la n = 40 rot/min, se determină durabilitatea Lh = 50000 ore, din [5](tab.4.14).

2.5.CALCULUL DE DIMENSIONARE AL BOLȚULUI

Date inițiale:

Fmax = 200000 N, srcina radială maximă care acționează asupra rulmenților;

a = 120 mm, distanța între lagăr și placa de fixare a bolțurilor.

Fig. 2.6. Diagrama de echilibru roată de rulare,

montaj pe rulmenți

Se calculează momentul încovoietor Mi, cu relația:

Mi = N

Dimensionarea axului, se face cu relația:

d = mm

unde:

σai = 185 MPa, efortul unitar admisibil, pentru materialul bolțului OL 50.

Se adoptă diametrul bolțului d = 125 mm.

Diagrama de echilibru este redată în fig. 2.6.

Capitolul III

TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A PIESEI „BOLȚ”, COMPONENTĂ A ANSAMBLULUI ROATA DE RULARE

3.1. ANALIZA CONSTRUCTIV – TEHNOLOGICĂ A PIESEI „BOLȚ”

Fig. 3.1. Piesa de analizat – bolț

În figura 3.1, se prezintă piesa „bolț”.

a) Descrierea constructivă

Piesa face parte din ansamblul roată de rulare, se va executa în clasa de precizie mijlocie, conform STAS 2300-88, și se concretizează prin următoarele condiții tehnice impuse:

precizie dimensională, realizare cote Φ125h8, 14+0,0350, KG 3’’/8;

precizie geometrică, cilindricitate, 0.03 mm, pe lungimea piesei 520;

calitatea suprafeței, rugozitate generală Ra =6,3 (m);

rugozitate impusă Ra = 1,6 (m).

b)Materialul de prelucrat

Se alege un oțel de uz general pentru construcții, OL 50, din STAS 500/2 – 88, având ca domeniu de utilizare:

Din tabelul 2, pagina 2, STAS 500/2 – 88, se extrage compoziția chimică pentru materialul mai sus menționat.

Caracteristicile mecanice și tehnologice ale materialului utilizat, se extrag din tabelul 4, pagina 3, STAS 500/2 – 88.

c) Stabilirea bazelor tehnologice

Piesa se va orienta și fixa între vârfurile universalului (bacuri) în cazul general de strunjire cilindrică exterioară.

În cazul frezării, găuririi, piesa se va prinde pe masa mașinii de frezat sau de găurit cu ajutorul dispozitivelor adecvate, șurub, piuliță, bride.

d) Descriere funcțională

Piesa face parte din ansamblul roată de rulare, având rolul unui organ de mașină ce susține împreună cu bucșele de bronz și rulmenții radiali oscilanți cu role butoi, roata de rulare Φ800, pe grinzile de capăt ale construcției metalice a macaralei.

3.2. ALEGEREA SEMIFABRICATULUI

Ținând seama de forma piesei (simplă, complexă), de dimensiunile relative ( mici, mari), și de materialul din care se execută piesa, se alege un semifabricat laminat, forjat, matrițat, turnat sau prelucrat mecanic.

Într-un prim calcul preliminar dimensiunile semifabricatului s-au luat cu 2-5 mm/rază mai mari decât ale piesei.

Coeficientul de utilizare al materialului reprezintă procentul de material ce rămâne în piesă după prelucrare. S-a calculat în valoare absolută cu relația:

Ka = (3.19)[9]

Calculul volumului semifabricatului :

VSEMIFABRICAT = π 6,52 52,5 =6968,44 cm3

Stabilirea densității materialului de prelucrat :

ρMATERIAL =7,85 g / cm3

Calculul masei semifabricatului :

MSEMIFABRICAT =ρMAT. VSEMIFABRICAT =7,85 6968,44 =54702 g=54,7 kg

Calculul coeficientului absolut de utilizare :

KU =100 % = 100 % =90,67 %

Unde: mpiesă finită = 54,7 kg

Se alege un semifabricat tip bară laminată.

Organigrama de calcul pentru alegerea semifabricatului se prezintă în figura 3.2.

Fig. 3.2 Alegerea semifabricatului

3.3. STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC

Se pornește de la un produs laminat Φ130, având lungimea L = 525 mm.

005 – Debitare mecanică, L = 525 mm.

010 – Tratament termic – îmbunătățire.

015 – Strunjire frontal curat, cota 520, centruire capete – A10, STAS 1361 – 83.

020 – Strunjire cilindrică exterioară, degroșare, Φ125,5, pe lungime 520.

030 – Strunjire cilindrică exterioară – finisare, Φ125,05, pe lungime 520, teșire 3×450, la ambele capete.

040 – Găurire 1, pe strung, Φ14 x 270, alezaj înfundat.

050 – Găurire 2, pe mașina de găurit G25, Φ8, străpuns, pe lungime 125, cu respectarea cotei 260.

060 – Filetare KG 3’’/8, pentru ungător.

070 – Frezare, 2 canale b = 14, la cota 107,5, conform desen.

080 – Tratament termic: călire + revenire înaltă.

090 – Rectificare rotundă exterioară, Φ125 (h8) 0-0,063, pe lungime de 520.

100 – Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.

110 – CTC – măsurare cote importante.

3.4. CALCULUL ADAOSURILOR DE PRELUCRARE, DETERMINAREA DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE

3.4.1. Metoda de calcul analitic al adaosului de prelucrare

Din [9] pagina 20;21 se determină adaosul de prelucrare.

Adaosul de prelucrare intermediar minim se calculează cu relațiile următoare:

a) pentru adaosuri simetrice (pe diametru) la suprafețe exterioare și interioare de revoluție

2ACmin = 2(RZp + SP) + (1.3)[9]

b) pentru adaosuri asimetrice, la suprafețe plane opuse prelucrate în faze diferite sau pentru o singură suprafață plană:

ACmin = RZp + SP +ρP + ЄC (1.5)[9]

unde:

Ac min – adaosul de prelucrare minim, considerat pe o parte (rază) sau pe o singură față plană.

Rzp – înălțimea neregularităților de suprafață rezultate la faza precedentă.

Sp – adâncimea stratului superficial defect (ecruisat) format la faza precedentă.

c – eroarea de așezare la faza de prelucrare considerată.

3.4.2. Calculul propriu-zis al adaosului de prelucrare

Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru suprafața cilindrică Φ1250-0.063, se face considerând operațiile și fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.

Pentru că adaosul de prelucrare este simetric, se utilizează relațiile din [9].

a) Pentru rectificare(operația precedentă este strunjirea într-o singură etapă)

RZp=25 μm

SP=0, (deoarece în cazul prelucrării semifabricatelor care au fost supuse la tratamente termochimice, din expresia adaosului de prelucrare se elimină valoarea lui SP, în scopul păstrării stratului tratat termochimic)

ρP = 2ΔC lC

ΔC =0,06 μm/mm, tab.(1.4), curbarea specifică

lC =520 mm

ρP =2 0.06 520 =62.4 μm

La prelucrări între vârfuri nu se face verificarea așezării, (Єv=0)

Adaosul minim pentru rectificare este:

2ACmin =2(RZp + ρP)=2(25 + 62)=174 μm

Din tabelul (7.19), [8], obținem toleranța pentru operația precedentă – strunjire conform clasei 6 de precizie:

Tp =260 μm

Deci adaosul nominal pentru rectificare este:

2ACnom=2ACmin + Tp=174 + 260=434 μm

Dimensiunea maximă după strunjire (înainte de rectificare), va fi:

dmax = 125 + 0,434 =125.434 mm, se rotunjește

dmax = dnom= 125.5 mm

dmin = 125.5 – 0,260 =125.24 mm

Operația de strunjire se va executa la cota Φ125.5-0,260 mm

b) Strunjire(operația precedentă este forjarea)

RZp=150 μm tab. (3.3)

SP=250 μm tab. (3.3)

ρP = tab. (1.3)

unde:

ρc=2Δclc tab. (1.4)

Δc =0,2 μm/mm tab. (1.4)

ρc =20,2520=208 μm

lc =520 mm

ρcentr.=0,25 tab. (1.3)

T =3400 μm tab. (3.1)

ρcentr.=0,25=0.886 mm=886 μm

ρP==886 μm

Adaosul de prelucrare minim pentru strunjire este:

2ACmin =2(RZp + Sp) +2ρP =2(150 + 250) +2886= 2572 μm

Din tabelul (3.1), se obține abaterea inferioară Ai, la diametrul barei:

Ai =2 mm

Adaosul nominal calculat pentru strunjire, este:

2ACnom =2ACmin + Ai=2.572 + 2=4.572 mm

Dimensiunea nominală a barei forjate se calculează:

dnom.sf.= dmax + 2ACnom =125.5 + 4.572=190.07 mm

Se alege un semifabricat forjat, cu diametrul standardizat:

Φ130+1.4-2,0 mm

c) Calculul adaosului de prelucrare pentru suprafața frontală, L=520 (mm)

Suprafețele frontale de capăt se prelucrează prin strunjire, (operația precedentă este debitarea cu cuțit de strung).

Din tabelul (3.6), [8]:

RZp + Sp =0,3 mm

ρP =0,010D =0,010 130 =1.3 mm, neperpendicularitatea capătului barei față de axa semifabricatului

Din tabelul (3.6), se extrage abaterea inferioară la lungimea barei debitate:

Ai =1.8 mm

Adaosul minim calculat este:

2ACnom =2ACmin + Ai=3.2+1.8=5 mm

unde:

2ACmin =2(RZp + Sp) +2ρP =20,3 + 21.3 =3.2 mm

Dimensiunea nominală pentru debitare este:

Lnom = 520+5 =525 mm; se rotunjește,

Lnom =525 mm

La debitare se va respecta cota: 525±1,8 mm

Valoarea efectivă a adaosului nominal este:

2ACnom =525 – 520= 5 mm

Pentru fiecare suprafață frontală adaosul este:

ACnom =2,5 mm

3.5. ALEGEREA MAȘINILOR UNELTE ȘI A S.D.V.- URILOR

Caracteristicile tehnice principale ale strungului universal SN 630×3000, se prezintă în tabelul 3.1.

Tabelul 3.1

Din tabelul (10.1)[13], se alege o mașină de frezat, FU 350X1850 , având următoarele caracteristici tehnice principale:

Tabelul 3.2

Din tabelul (10.10)[9], se alege mașina de rectificat exterior, WMW SRA 200×800, ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul de mai jos:

Tabelul 3.3

Din tabelul (2.1)[9], se alege o mașină de găurit verticală și universală, G25 , ale cărei caracteristici tehnice principale sunt următoarele:

Tabelul 3.4

3.6. CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE

Regimul de așchiere se va calcula pentru următoarele 5 operații de prelucrare :

strunjire degroșare

strunjire finisare

rectificare rotundă exterioară

frezare canal bolț

găurire

a) Strunjire degroșare

Date inițiale :

dimensiunea de prelucrat: Φ125,5 mm;

lungimea de prelucrat: l = 520 mm;

adaos de prelucrare: d1 = 130 mm;

mașină unealtă cu randamentul: = 0,85;

cuțit P10, χ = 700, α = 6…100, γ = 10…150, r = 1 mm, q = 32×20 mm;

Ap1 = mm

Modul de lucru :

numărul de treceri: i=4;

adâncimea de așchiere: t = 2,25/4 = 0,562 mm;

durabilitatea: T = 90 min, pentru cuțit din P10;

avansul f, tab.(10.6)[9]: f = 1,38 mm/rot;

viteza de așchiere:

(10.27)[9]

unde:

Cv – coeficient funcție de caracteristica materialului de prelucrat și materialul sculei așchietoare cu răcire;

Cv = 285; xv = 0,18; yv = 0,45; n =1,75 tab.(10.26)[9] pentru oțel carbon cu HB = 143;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[9];

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[9]

t = 0,562 mm – adâncimea de așchiere

f = 1,38 mm/rot – avansul de așchiere

kv = k1.k2. k3.k4. k5.k6. k7.k8. k9

k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare

Cuțit 32 x 20 mm : ASecțiune transversală = 640 mm ; = 0,08 – pentru oțel OL 50

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale

(10.28)[9]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

(10.28)[9]

unde: φ= 0,3 – exponent funcție de materialul de prelucrat

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

(10.30)[9]

unde: a = 15

k4 – coeficient funcție de influența razei de racordare a vârfului cuțitului

(10.31)[9]

unde: μ = 0,1 – pentru degroșare

k5 = 0,85, (10.27)[9]

k6 = 1, (10.28)[9]

k7 = 1, oțel fără țunder

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare

kv = 1,0050,8758 0,9744 0,933 0,85 1 1 1= 0,68

Viteza de așchiere va fi :

Turația de lucru:

Se recomandă n 800, pentru degroșare

Se alege imediat turația inferioară sau superioară din gama de turații ale M.U

n = 455 rot/min, turație aleasă din gama M.U.

Recalcularea vitezei reale:

viteza de avans, vf = n f = 455 1,38 = 627,9 mm/min

Forța principală de așchiere

Fz= C4 tx1fy1HBn1 [daN] (10.5)[9]

unde:

C4 – coeficient funcție de materialul de prelucrat

C4 = 3,57; t= 0,562 mm; f = 1,38 mm/rot; x1= 1; y1= 0,75; n1= 0,75; HB = 143; tab.(10.13)[9];

x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[9];

Fz =3,570,56211,380,751430,75 =105,63 daN

F = 1,1Fz [daN], tab.(10.23)[9] F = 116,2 daN

Puterea de așchiere:

Verificarea puterii motorului:

unde: PME = 11 kW, pentru un strung SN 630 x 3000

b) Strunjire finisare

Date inițiale :

dimensiunea de prelucrat: Φ125,05 mm;

lungimea de prelucrat: l = 520 mm;

adaos de prelucrare: d1 = 125,5 mm;

mașină unealtă cu randamentul: = 0,85;

cuțit P10, χ = 450, α = 6…100, γ = 10…150, r = 0,5 mm, q = 25×16 mm;

Ap1 = mm

Modul de lucru :

numărul de treceri: i=2;

adâncimea de așchiere: t = 0,45/2 = 0,225 mm;

durabilitatea: T = 90 min, pentru cuțit din P10;

avansul f, tab.(10.6)[9]: f = 0,15 mm/rot;

viteza de așchiere:

(10.27)[9]

unde:

Cv – coeficient funcție de caracteristica materialului de prelucrat și materialul sculei așchietoare cu răcire;

Cv = 242; xv = 0,18; yv = 0,20; n =1,75 tab.(10.26)[9] pentru oțel carbon cu HB = 143;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[9];

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[9]

t = 0,225 mm – adâncimea de așchiere

f = 0,15 mm/rot – avansul de așchiere

kv = k1.k2. k3.k4. k5.k6. k7.k8. k9

k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare

Cuțit 25 x 16 mm : ASecțiune transversală = 640 mm ; = 0,08 – pentru oțel OL 50

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale

(10.28)[9]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

(10.28)[9]

unde: φ= 0,3 – exponent funcție de materialul de prelucrat

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

(10.30)[9]

unde: a = 15

k4 – coeficient funcție de influența razei de racordare a vârfului cuțitului

(10.31)[9]

unde: μ = 0,2 – pentru degroșare

k5 = 0,85, (10.27)[9]

k6 = 1, (10.28)[9]

k7 = 1, oțel fără țunder

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare

kv = 0,9680,9058 0,7578 1 0,85 1 1 1= 0,5648

Viteza de așchiere va fi :

Turația de lucru:

Se recomandă n 800, pentru degroșare

Se alege imediat turația inferioară sau superioară din gama de turații ale M.U

n =627 rot/min, turație aleasă din gama M.U.

Recalcularea vitezei reale:

viteza de avans, vf = n f = 627 0,15 = 94,05 mm/min

Forța principală de așchiere

Fz= C4 tx1fy1HBn1 [daN] (10.5)[9]

unde:

C4 – coeficient funcție de materialul de prelucrat

C4 = 3,57; t= 0,225 mm; f = 0,15 mm/rot; x1= 1; y1= 0,75; n1= 0,75; HB = 143; tab.(10.13)[9];

x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[9];

Fz =3,570,22510,150,751430,75 =8,006 daN

F = 1,1Fz [daN], tab.(10.23)[9] F = 8,8067 daN

Puterea de așchiere:

Verificarea puterii motorului:

unde: PME = 11 kW, pentru un strung SN 630 x 3000

c) Rectificare rotundă exterioară

Date inițiale:

l =520 mm, lungimea piesei de prelucrat

Dp =125 mm, diametrul piesei

a =0,15 mm, adaosul de prelucrare radial

B =75 mm, lățimea discului abraziv

Dd =500 mm, diametrul discului abraziv

Scula: disc abraziv E40KC, electrocorindon, granulație 40, duritatea K, liant ceramic C.

Din tabelul (6.1)[9] se obține prin interpolare, avansul de pătrundere la rectificarea rotundă exterioară, pentru L/Dp =4 și Dp =125 mm :

fp =0,025 mm/c.d.

Pentru β=0,38; determinat din tabelul (6.2), se calculează avansul longitudinal cu relația (6.1):

fL = βB =0,3875 =28,5 mm/rot

Din tabelul (6.3)[9], se obține prin interpolare, viteza periferică a piesei:

vp =25 mm/rot

Se obține astfel turația piesei:

np =63,66 rot/min

Numărul necesar de treceri, se obține cu relația :

nt = treceri (6.3)[9]

Se determină forța de așchiere, FZ [daN],cu relația :

FZ = CFvp0,7fL0,7fp0,6 [daN] (6.4)[9]

unde:

CF =2,2; pentru oțel călit

FZ =2,2250,728,50,70,0250,6 =28,885 daN

Puterea necesară, antrenării discului abraziv, Pd, se calculează cu relația:

Pd = kw (6.5)[9]

unde: vd =30 m/s, viteza periferică a discului abraziv

Puterea pentru antrenarea piesei, se calculează cu aceeași formulă, însă vd se înlocuiește cu vp, păstrând neschimbată valoarea forței FZ:

Pp =0,097 kw (6.6)[9]

Pd PMot.acț.disc = 5,2 kw

Pp PMot.acț.piesă = 0,8 kw

Mașină de rectificat, WMW SRA 200×800.

d) Frezare canal de pană

Scula: freză disc, din oțel carbon pentru scule OSC 12.

Date inițiale:

adâncimea de așchiere, t = 17,5 mm

lungimea de contact, tl = b =14 mm

diametrul frezei, Ds = 14 mm

numărul de dinți al frezei, zs= 5 dinți

Avansul pe dinte, fd, la frezare, se alege din tabelul (2.1):

fd =0,25 mm/dinte

Avansul pe rotație, fr, se calculează cu formula:

fr =fd zs [mm/rot] (2.2)[9]

fr=0,255 =1,25 mm/rot

Viteza economică de așchiere, se calculează cu relația:

ve = [m/min] (2.4)[9]

unde:

T=60 min, durabilitatea frezei, tab. (2.2)[9];

Cv, m, yv, xv,qv, rv, coeficienți dependenți de materialul de prelucrat și de

condițiile de așchiere, tabelul (2.3);(2.4)[9];

Avem:

Cv =55; m=0,2; qv =0,25; xv =0,15; yv =0,4; rv =0,1; nv =0,1

Kv – coeficient global de corectare a vitezei de așchiere,

Kv =KmKsKж (2.5)[9]

Km, coeficient funcție de caracteristicile materialului de prelucrat

Km =Cm (2.7)[9]

Cm =1, tab.(2.7)

σr =55 daN/mm2, rezistența la rupere a materialului de prelucrat

u =1; pentru oțel carbon și oțel aliat cu σr =55……85 daN/mm2

u =2; pentru oțel cu σr =90……140 daN/mm2

Km =1 =1,247

Ks, coeficient funcție de materialul sculei, tab.(2.5)[9]

Ks =1

Kж, coeficient funcție de unghiul de atac principal al tăișului

Kж =1,06 tab.(2.6)[9]

Coeficientul de corectare Kv, are valoarea:

Kv= 1,247 1,06 1 =1,322

Viteza economică de așchiere corectată, este:

ve = m/min

Se calculează turația frezei, cu formula (2.1):

ns = rot/min

Se alege din gama mașinii de frezat FU 350×1850, ns = 380 rot/min, turația imediat inferioară, ceea ce înseamnă că se va lucra cu o viteză mai mică decât cea economică, a cărei valoare este:

va = m/min

Forța tangențială de așchiere, se calculează cu:

Ft =9,8CF [N] (2.8)[9]

unde: KF, coeficient de corecție, se calculează cu formula:

KF =KVKγ (2.9)[9]

KV, coeficient de corecție, funcție de unghiul de degajare γ

Kγ, coeficient de corecție, funcție de viteza de așchiere va

KF =1,1 1 =1,1

CF, coeficient și yF, xF,qF, rF, exponenți, care se extrag din tabelul (2.8), având următoarele valori:

CF=68; xF=0,86; yF=0,74; rF=1; qF= – 0,86;

Ft =68 9,8 140,86 0,250,75 5 17,51 14-0,861,1= 22677 N

Puterea efectivă la frezare, se calculează cu relația (2.10):

Pa =kw

Frezarea cu regimul de așchiere propus poate avea loc dacă este satisfăcută condiția:

Pa PMEηa (2.11)[9]

Considerând ηa =0,8, și puterea nominală a mașinii de frezat FU 350×1850, PME =8 kw, se obține:

6,32 kW 6,4 kw

e) Găurire

Ds =14 mm, diametrul burghiului

l=270 mm, adâncimea alezajului

Se alege un burghiu din oțel rapid, pentru prelucrarea materialului: OL 50.

unghiul la vârf 2ж=1200

avansul la găurire fa, tabelul (1.34), fa=0,33 mm/rot

Avansul astfel ales se corectează cu un coeficient Kls, astfel:

Kls=0,9, pentru l5ds

Kls=0,8, pentru 5ds< l7ds

Kls=0,75, pentru 7ds<10ds

Se mai înmulțește cu un coeficient K=0,75, pentru un sistem cu rigiditate medie.

f = fa Kls K=0,330,750,75=0,1856 mm/rot

Se alege avansul f=0,181 mm/rot, existent la strungul SN 630×3000.

Viteza economică de așchiere, se determină cu relația:

ve= [m/min] (3.3)[9]

Valorile coeficientului Cv și ale exponenților yv, zv, mv, se dau în tabelul (1.35), astfel:

Cv=5; zv=0,4; yv=0,7; mv=0,2

T=20 min, durabilitatea economică, tabelul (1.33)

Kv, coeficient de corecție din tabelul (1.33), se calculează cu relația:

Kv=KmKTKLKsm (1.33)[9]

unde:

Km, coeficient funcție de materialul de prelucrat, tabelul (1.36)[9]:

Km=

KT, coeficient funcție de raportul durabilităților reală (Tr) și recomandată (T), tabelul (1.36)[9]:

KT=1

KL, coeficient funcție de lungimea găurii și diametrul acesteia, tabelul (1.36)[9]:

KL=0,5

Ksm, coeficient funcție de starea materialului, tabelul (1.36)[9]:

Ksm=1

Kv=0,7564110,5=0,378

Viteza economică de așchiere, va fi:

ve= m/min

Se calculează turația sculei așchietoare, n [rot/min]:

ns===225 rot/min

Se alege n=202 rot/min, turație existentă la mașina unealtă SN 630×3000.

Se recalculează viteza de așchiere reală:

ve==8,88 m/min

Forța axială și momentul de așchiere la găurire, se calculează cu relațiile:

F= [daN] (1.35)[9]

M= [daNmm] (1.34)[9]

Valorile coeficienților CF, CM și ale exponenților xF, yF, xM, yM, se extrag din tabelul (1.36)[9]:

CF=88; CM=8; xF=0,96

yF=0,65; xM=1,6; yM=0,73; HB=143

KF, coeficient de corecție obținut ca produs al coeficienților:

KF=KεFKҗFKaF (1.36)[9]

Pentru Ө=0,13; grosimea relativă, tabelul (1.41)[9], se aleg:

Date inițiale: KӨF=0,88; KM=0,93

KaF=0,75; tabelul (1.38)[9]

KεF=0,93; tabelul (1.39)[9]

KF=0,88 0,75 0,93=0,6138

F=88140,960,1810,650,6138=224 daN

M=8141,60,1810,730,93=145,7 daNmm

Puterea de așchiere la găurire:

Pa= kw

Date inițiale: randamentul mașinii unelte SN 630×3000, ηp=0,8

puterea nominală a mașinii unelte PE=11 kw

Pa ≤ PE ηp

0,3021 ≤ 8,8 kw

3.7. CALCULUL NORMELOR TEHNICE DE TIMP

Norma tehnică de timp este durata necesară pentru executarea unei operații în condiții tehnico-economice determinate și cu folosirea cea mai rațională a tuturor mijloacelor de producție.

În norma tehnică de timp intră o sumă de timpi, astfel:

[min] (12.1)[13]

unde:

Tu – timpul normat pe operație;

tb – timpul de bază (tehnologic, de mașină);

ta – timpul auxiliar;

ton – timp de odihnă și necesități firești;

td – timp de deservire tehnico-organizatorică;

tpi – timp de pregătire-încheiere;

n – lotul de piese care se prelucrează la aceeași mașină în mod continuu;

Suma dintre timpul de bază și timpul auxiliar se numește timp efectiv sau timp operativ. Algoritmul pentru calculul normei de timp, se găsește în [13].

Timpul de bază se poate calcula analitic cu relația:

[min] (12.2)[13]

unde:

L – lungimea de prelucrare, [mm];

L1 – lungimea de angajare a sculei, [mm];

L2 – lungimea de ieșire a sculei, [mm];

i – numărul de treceri;

n – numărul de rotații pe minut;

f – avansul, [mm/rot];

a) Strunjire degroșare

Pentru calculul timpului de bază, se folosește schema de calcul din figura 3.3.

Date inițiale:

n=455 rot/min

f=1,38 mm/rot

vf = n x f =627,9 mm/min

l =520 mm

l1 =(0,5……2) =2 mm

l2 =(1……5) =2,5 mm

Fig. 3.3 Strunjire degroșare

Timpul de bază, tb, va fi:

=3,34 mm

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(11.21):

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(11.26):

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(11.26):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(11.27):

Timpul de pregătire-încheiere, tpi , tab.(11.26):

tpi = 15 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la strunjire degroșare:

min

b) Strunjire finisare

Date inițiale:

n=627 rot/min

f=0,15 mm/rot

vf = n x f =94,05 mm/min

l =520 mm

l1 =(0,5……2) =2 mm

l2 =(1……5) =1 mm

Timpul de bază, tb, va fi:

=5,55 mm

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(11.21):

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(11.26):

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(11.26):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(11.27):

Timpul de pregătire-încheiere, tpi , tab.(11.26):

tpi = 14 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la strunjire finisare:

min

c) Rectificare rotundă exterioară

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (12.2), și având în vedere schema de calcul din figura 3.4.

tb =min

Coeficientul ‘’k’’, pentru degroșare și finisare, k= 1,2……1,3.

Timpul de pregătire încheiere, tpi, tab.(12.1):

tpi =16 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(12.8):

ta = ta1 + ta2 + ta5 =0,34 +0,14 +0,29+0,43= 1,2 min

Timpul de deservire tehnică, tdt, tabelul (12.6)[13]:

tdt ==0,0014 min

Durabilitatea discului abraziv, T = 33 min.

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(12.12):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(12.13):

Fig. 3.4 Rectificare rotundă exterioară

Norma de timp la rectificare rotundă exterioară :

min

d) Frezare canal pană

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (8.11)[13] și având în vedere schema de calcul din figura 3.5.

tb =min

unde: L= l1 +l2 +l3 =126 mm

fzzn =475 mm

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(8.33):

ta = ta1 + ta2 + ta3+ta4 =0,15 +0,25 +0,28+0,05= 0,73 min

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(8.51):

Fig. 3.5 Frezare canal de pană

Timpul de deservire tehnico- organizatorică, tdo, tab.(8.51):

tdo =top min

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(8.52):

Timpul de pregătire încheiere, tpi, tab. (8.1):

tpi = 18 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la frezare canal pentru bolț:

min

e) Găurire

Timpul de bază, tb, se calculează conform figurii 3.6 și relației din tabelul (9.2) :

6,764 min

Fig. 3.6 Găurire

Unde:

l =270 mm

l1 = =2 mm

l2 =(0,5……4) =3,5 mm

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(9.50):

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(9.54):

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(9.54):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(9.55):

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi, tab.(9.1):

Tpi = 16 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la găurire:

min

Capitolul IV

CALCULUL EFICIENȚEI ECONOMICE

LA LUCRĂRILE CU PODURI RULANTE

Calculul de eficiență se efectuează după metoda determinării valorii minime a cheltuielilor de montaj rezultate în perioada folosirii macaralei sau respectiv macaralelor, în cazul lucrului la același obiect a mai multor macarale.

Criteriul eficienței economice este mijlocul sigur de apreciere a soluției optime pe care o alegem.

Compararea parametrilor funcționali cu cei de montaj ai elementelor constructive nu este suficientă în stabilirea unei soluții unice avantajoase de alegere a macaralei.

După stabilirea unui număr n de macarale care satisface necesitățile de montaj a elementelor de construcții, problema alegerii celei mai bune soluții se poate pune sub două aspecte:

fie folosirea unei singure macarale din cele n alese, care prezintă avantaje economice cu durata de execuție corespunzătoare productivității acesteia;

fie folosirea unui număr n de macarale (n n0) cu determinarea încercării optime a fiecăreia, în funcție de capacitate, respectiv productivitate, astfel încât durata de execuție să fie minimă.

În ambele cazuri se vor stabili cheltuieli totale de montaj, putându-se determina apoi prin compararea valorilor obținute, soluția cea mai eficientă.

a) Calculul costului de producție la lucrările cu poduri rulante

Pentru un schimb de lucru cu macaraua, costul de producție se calculează cu relația de mai jos:

Cm-s = (3.1)[3]

Unde:

Cp – cheltuielile de procurare a mijlocului de ridicat care cuprind operațiile: demontare – montare, încărcare – descărcare și transport, necesare schimbării poziției de lucru a macaralei, luând în considerare și cheltuielile suplimentare în proporție de 10%;

A – cota parte anuală de amortizare a mijlocului de ridicat;

Ns – numărul de schimburi de lucru cu macaraua la obiect;

Ns-an – numărul normat de schimburi de lucru cu macaraua într-un an;

Cr – cheltuieli pentru menținerea stării tehnice normale în funcționarea macaralelor (revizii și reparații curente planificate), în care s-au inclus de asemenea și cheltuieli suplimentare în proporție de 10%;

Cp = 7500 lei;

Ns = 2 schimburi;

Ns-an = 253 zile lucrătoare x 2 schimburi = 506 schimburi;

Cr = 5000 lei;

A = 5%.

Cm-s = 7500 / 2 + 5000 + 5 / 506100 = 8750 lei

În cheltuielile de procurare Cp, în afara costurilor aferente operațiilor notate mai sus, va fi inclusă și valoarea chiriei macaralelor pe perioada efectuării acestor operații pentru care este necesară cunoașterea unor elemente ca:

distanța de transport a mijlocului de ridicat din baza de utilaje (sau un anumit loc de lucru) la locul de lucru (alt loc de lucru);

viteza medie de transport;

durata normală a demontării – montării macaralelor etc.;

b) Calculul costului de montare a unității elementului de construcție [buc sau t]

Costul montării se calculează astfel:

Cm = (3.2)[3]

Unde:

1,08 și 1,5 – coeficienți care reprezintă proporția cheltuielilor indirecte la salariul muncitorilor, la exploatarea macaralelor și la cheltuielile de procurare a mijlocului de ridicat;

SM – suma salariilor muncitorilor pe un schimb normal de lucru;

Cs – suma cheltuielilor suplimentare rezultate din construcție, montarea și demontarea căilor de rulare;

Pc – productivitatea în exploatare a macaralei pe un schimb normal de lucru [t/schimb sau buc./schimb];

V – volumul total al lucrărilor de montaj [buc];

Cm-s – costul de producție;

SM = 318.182 lei/schimb;

SMtotal = 955 lei/schimb, pentru trei muncitori;

Pc = 3 bucăți/schimb;

Cs = 5500 lei;

Cm-s = 8750 lei.

Cm = lei

c) Calculul consumului de muncă la un schimb de lucru

Consumul de muncă se calculează astfel:

Tp = (3.3)[3]

Unde:

– consumul de muncă măsurat în om – ore, la un schimb de lucru pentru deservirea acestora, inclusiv pentru procurarea , adică demontare – montare, încărcare – descărcare și transport;

– consumul de muncă al montorilor pentru un schimb de lucru cu macaraua;

– consumul de muncă pentru lucrările suplimentare (construcția, montarea – demontarea căilor de rulare);

V – volumul total al lucrărilor de montaj [buc];

Cm-s – costul de producție;

= 10 unități;

= 45 unități;

Tp = ore

d) Durata totală de montaj (ore sau schimburi)

Durata totală de montaj se calculează astfel:

T = ; (i = 1, 2, …) (3.4)[3]

Unde:

Ti – durata fiecărei operații de montaj a elementelor prefabricate, inclusiv durata de demontare – montare a macaralelor, a transportului acestora, demontare – montare căi de rulare etc.;

T = 12 + 10 + 18 + 35 = 85 min

e) Compararea variantelor și fundamentarea deciziei de alegere

Calculul elementelor enunțate la paragrafele precedente pentru fiecare macara din lista care cuprinde pe cele care satisfac caracteristicile de montaj, servește prin compararea valorilor obținute, la alegerea soluției optime.

Compararea variantelor se desfășoară pe următoarele aspecte privind:

durata lucrărilor de montaj în schimburi;

costul montării unei unități (t ; buc.) de elemente de construcție, în lei;

consumul de muncă necesar montării unei unități (t ; buc.) de element de construcție, în om – ore;

În final se va alege varianta care va avea cele trei valori comparate minime.

Pentru cazurile în care se va obține numai una sau două elemente cu valori minime, este necesar să se determine în continuare și eficiența dată de varianta care va avea durata minimă de montaj.

Capitolul V

NORME DE TEHNICA SECURITĂȚII MUNCII.

Elementele de comandă pentru pornirea strungurilor trebuie să fie astfel concepute și dispuse încât să nu permită pornirea accidentală a mașinii.

Dispozitivele de protecție a curelelor și angrenajelor cu roți dințate trebuie să fie prevăzute cu un sistem de întrerupere a alimentării motorului, care să nu permită punerea în funcțiune a mașinii decât numai când aceste dispozitive sunt în poziție de protecție.

Mandrinele universale și platourile trebuie să fie protejate cel puțin la partea superioară cu apărători.

Pe cât posibil, apărătoarele vor trebui să ajungă în mod automat în poziția de protecție la pornirea strungului.

Pentru protecția împotriva așchiilor, strungurile trebuie să fie prevăzute cu ecrane de protecție.

Ecranele de protecție trebuie să fie echipate cu vizoare din sticlă securizată, iar la partea inferioară trebuie să asigure și protecția mâinilor.

Pe cât posibil, funcționarea strungului va fi condiționată de poziția de protecție a ecranului.

Strungurile automate trebuie să fie prevăzute cu apărători de stropi.

Platourile vor avea marcată vizibil turația maximă până la care pot fi folosite în condiții de securitate.

Piesa de prelucrat trebuie fixată bine în mandrină sau între vârfuri și perfect centrată, pentru a nu fi smulsă. La fixarea și scoaterea pieselor din mandrină, se vor utiliza chei corespunzătoare, fără prelungitoare din țeavă sau alte pârghii.

Se interzice urcarea pe platoul strungului carusel în timp ce mașina este conectată la rețeaua de alimentare.

Înaintea pornirii mașinii se verifică fixarea cuțitului și a piesei și se controlează să nu rămână chei sau piese nefixate pe masă.

Mandrinele și platourile strungurilor nu vor prezenta părți proeminente radiale, cu excepția bacurilor de strângere, iar acestea nu vor depăși periferia mandrinei cu mai mult de 1/3 din lungimea lor.

Piesa de prelucrat, se va fixa rigid pe masa mașinii de mortezat în menghină, sau cu ajutorul dispozitivelor de fixare.

Înainte de a se fixa cuțitul în suport se vor verifica ascuțirea și profilul cuțitului, precum și dacă acesta corespunde materialului ce se prelucrează și regimului de lucru indicat în planul de operații.

În cazul când în timpul funcționării, se produc vibrații puternice, mașina se va opri imediat și se va proceda la constatarea și înlăturarea cauzelor.

În situația când acestea sunt determinate de cauze tehnice, se va anunța conducătorul procesului de muncă.

La mașinile de frezat cu avansuri automate se vor respecta următoarele:

-se recomandă ca mișcarea de avans să nu aibă loc fără mișcarea de rotire a axului principal al frezei

-la oprirea generală a mașinii, mai întâi trebuie să se oprească mișcarea de avans și după aceea mișcarea de rotire a axului principal al frezei.

Platourile vor avea marcată vizibil turația maximă până la care pot fi folosite în condiții de securitate.

Fixarea dinților în corpul frezei, în cazul frezei cu dinți demontabili, se va face cu ajutorul unor elemente de strângere speciale, cu blocare contra desfacerii.

Mașinile de mortezat și rabotat, trebuie să fie prevăzute cu dispozitive pentru colectarea așchiilor, fixate pe masa mașinii, în fața corpului portsculă se va prevedea un ecran rabatabil care să rețină așchiile.

BIBLIOGRAFIE

1. Aelenei, M., – Proiectarea mașinilor – unelte și așchierii,

Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2005

2. Babeu, T., – Probleme de mașini de ridicat,

Volumul 1 și 2,

TIMIȘOARA, 2003

3. Boleanțu, L., – Îndrumar de proiectare la mașini de ridicat,

TIMIȘOARA, 2003

4. Bunescu, V.ș.a., – Raționalizarea calculelor în proiectarea

mașinilor,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2008

5. Dobre, V., – Îndrumător pentru proiectarea

asamblărilor în construcția de mașini,

I.P.A.C.M., BUCUREȘTI, 2001

6. Drăghici, I.ș.a., – Organe de mașini – Probleme,

Editura didactică și pedagogică,

BUCUREȘTI, 2006

7. Ianici, S., – Organe de mașini,

Volumul 1 și 2, Editura Universitatea

"Eftimie Murgu" REȘIȚA, 2002

8. Mănescu, T., – Rezistența materialelor,

Volumul 1 și 2, REȘIȚA, 1995

9. Picoș, C. ș.a., – Normarea tehnică pentru prelucrări prin

așchiere, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2005

10. Picoș, C. ș.a., – Calculul adaosurilor de prelucrare și

al regimurilor de așchiere,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2005

11. Rădulescu, Gh.ș.a., – Îndrumar de proiectare în construcția de

mașini, Volumul 3,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2006

12. Sauer, L.ș.a., – Angrenaje,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2007

13. Vlase, A.ș.a., – Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare

și norme tehnice de timp, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2003

14. Vela, I., – Construcția și exploatarea dispozitivelor,

Editura Universitatea

"Eftimie Murgu" REȘIȚA, 1997

15. CATALOG DE RULMENȚI, BUCUREȘTI, 2007,Oficiul de

documentare și publicații tehnice

16. COLECȚIE DE STANDARDE – ORGANE DE MAȘINI,

Volumul 1. d.,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2005