Proiectare Frana 400. Frana cu Doi Saboti

CUPRINS

CAPITOLUL 1

DISPOZITIVE DE FRÂNARE ȘI DE OPRIRE. ……………………………………………

1.1. Rol funcțional. Clasificare. ……………………………………………………………………………………………..

1.2. Frâne cu saboți. …………………………………………………………………………………………………………………..

1.3. Construcția și funcționarea frânelor cu saboți. ………………………………………………………

1.4. Ridicătoare de frână. ………………………………………………………………………………………………………..

1.5. Schema generală de montaj a unei

frâne cu doi saboți. ……………………………………………………………………………………………………………………..

CAPITOLUL 2

TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A

PIESEI „ȘAIBĂ DE FRÂNA”. ………………………………………………………………………………

2.1. Analiza constructiv tehnologică a piesei. ………………………………………………………………………

2.2. Alegerea semifabricatului. …………………………………………………………………………………………………..

2.3. Determinarea adaosurilor de prelucrare,

calculul dimensiunilor intermediare. ………………………………………………………………………………………..

2.4. Stabilirea itinerariului tehnologic. ……………………………………………………………………………………

2.5. Alegerea mașinilor-unelte și a S.D.V.- urilor. ………………………………………………………………

2.6. Proiectarea regimurilor de așchiere. ………………………………………………………………………………..

2.7. Calculul normei tehnice de timp. ……………………………………………………………………………………..

CAPITOLUL 3

PROIECTAREA FRÂNEI CU DOI SABOȚI

3.1. Proiectarea frânei Φ400 acționată electrohidraulic. …………………………………………………..

3.2. Bilanțul termic al frânei Φ400 acționată electrohidraulic. ……………………………………….

3.3. Calculul geometric al angrenajelor dințate cilindrice, prima

treaptă a reductorului de acționare a mașinii de lucru. …………………………………………………..

3.4. Forțele nominale din angrenajul cilindric cu dinți drepți. ……………………………………….

3.5. Proiectarea arborelui de intrare în reductor (arborele

pe care se montează șaiba de frână). ………………………………………………………………………

CAPITOLUL 4

CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE

AL ȘAIBEI DE FRÂNĂ. …………………………………………………………………………………………….

CAPITOLUL 5

NORME DE PROTECȚIA MUNCII,

DE PREVENIRE ȘI STINGERE A INCENDIILOR. ……………………………………

BIBLIOGRAFIE ………………………………………………………………………………………………………….

Pagini 65

BIBLIOGRAFIE

1. Alămoreanu, M., – Mașini de ridicat,

Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1996

2. Anghel, Șt., – Proiectarea transmisiilor mecanice,

Volumul 1 și 2,

Facultatea de inginerie, REȘIȚA,1993

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

Volumul 1 și 2,

TIMIȘOARA,1993

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

TIMIȘOARA,1977

5. Calmanovici, T., – Culegere de probleme pentru mașini unelte,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1974

6. Crivacucea, O., – Mecanică, STATICĂ,

Volumul 1, Universitatea tehnică Timișoara, 1992

7. Drăghici, I.ș.a., – Organe de mașini – Probleme, Editura didactică

și pedagogică, BUCUREȘTI, 1980

8. Lungu, I., – Mașini unelte și agregate,

Volumul 1 și 2, Editura Universitatea

,, Eftimie Murgu’’ REȘIȚA, 1998

9. Mănescu, T., – Rezistența materialelor,

Volumul 1 și 2, REȘIȚA, 1995

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

așchiere, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1979

11. Picoș, C. ș.a., – Proiectarea tehnologiilor de prelucrare

mecanică prin așchiere,

Editura Universitas, CHIȘINĂU, 1992

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

mașini, Volumul 3,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1986

13. Rabinovici, A., – Rulmenți,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1988

14. COLECȚIE DE STANDARDE – ORGANE DE MAȘINI,

Volumul 1. d.,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1984

15. MANUALUL INGINERULUI MECANIC, „Mecanisme,

Organe de mașini, Dinamica mașinilor”

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1976

=== CAP. 4 – IE – COST ===

CAPITOLUL 4

CALCULUL ECONOMIC AL COSTULUI

DE PRELUCRARE A „ȘAIBEI DE FRÂNĂ”

Calculul costului de prelucrare al piesei „șaibă de frână” se face utilizând relațiile de calcul din tabelul 10.5 [11].

Relația de calcul pentru costul total este:

CP = CMAT. + CMAN. [EUR/buc]

Unde:

CMAT., cheltuielile cu materialele [EUR/buc];

CMAN., cheltuielile cu manopera [EUR/buc].

Cheltuielile cu materialele s-au evaluat în funcție de prețul unui kilogram de material utilizat în baza relației:

CMAT. = Pkg · msf [EUR/buc]

Unde:

msf = 15,3 kg, masa semifabricatului – produs laminat;

P1kg = 3,5 E, prețul unui kilogram de oțel OL50.

Rezultă, cheltuielile materiale:

CMAT. = 3,5 · 15,3 = 53,55 [EUR]

În cele ce urmează se calculează cheltuielile cu salariile directe utilizând relația:

CSD = Nt · St [EUR/buc]

Unde:

Nt, norma tehnică de timp a operației de așchiere, [ore];

St, salariul tarifar pe oră al operatorului pentru operația de așchiere respectivă, [EUR/buc];

Se calculează cheltuielile cu manopera pentru cele 5 operații de așchiere, reprezentative ale „șaibei de frână”:

strunjire degroșare;

strunjire finisare;

găurire;

mortezare;

rectificare.

Pentru calculul cheltuielilor cu manopera se consideră într-o primă etapă cele 5 norme tehnice de timp aferente operațiilor de așchiere, (normele tehnice de timp au fost calculate în capitolul 4) :

Nt1 = NtSdeg. = 4,786 min = 0,08 ore;

Nt2 = NtSfin. = 6,415 min = 0,106 ore;

Nt3 = NtGăurire = 9,53 min = 0,158 ore;

Nt4 = NtMortez. = 5,05 min = 0,084 ore;

Nt5 = NtRectif. = 15,966 min = 0,266 ore;

Salariile directe pentru cele 5 operații de așchiere, sunt următoarele:

St1 = 1,25 E/h, salariul tarifar pe oră la strunjire degroșare;

St2 = 2 E/h, salariul tarifar pe oră la strunjire finisare;

St3 = 1,75 E/h, salariul tarifar pe oră la găurire;

St4 = 2 E/h, salariul tarifar pe oră la mortezare;

St5 = 2,5 E/h, salariul tarifar pe oră la rectificare.

a) Strunjire degroșare

Se calculează cheltuielile cu salariile directe la strunjire degroșare utilizând relația:

CSD = Nt1 · St1 = 0,08 · 1,25 = 0,1 EUR/buc

Pentru o regie a secției de 250%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSisectie = CSD · [EUR/buc]

CSisectie = 0,1 · = 0,25 EUR/buc

Dacă firma are o regie de 140%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSifirma = CSD · [EUR/buc]

CSifirma = 0,1 · = 0,14 EUR/buc

Toate cheltuielile cu salariile indirecte se calculează cu relația următoare:

CSI = CSisectie + CSifirma [EUR/buc]

CSI = 0,25 + 0,14 = 0,39 EUR/buc

Cheltuielile cu salariile fără contribuția la stat se determină astfel:

CSA = CSD + CSI [EUR/buc]

CSA = 0,1 + 0,39 = 0,49 EUR/buc

Aplicând cotele de contribuție la stat se obțin următoarele valori:

pentru o cotă de asigurări sociale de 24,5%:

CCAS = CSA · [EUR/buc]

CCAS = 0,49 · = 0,12 EUR/buc

pentru o cotă de sănătate de 7%:

CCASS = CSA · [EUR/buc]

CCASS = 0,49 · = 0,034 EUR/buc

pentru o cotă de șomaj de 3,5%:

CȘOMAJ = CSA · [EUR/buc]

CȘOMAJ = 0,49 · = 0,017 EUR/buc

pentru o cotă de accidente de 0,5%:

CACCID. = CSA · [EUR/buc]

CACCID. = 0,49 · = 0,0024 EUR/buc

Rezultă, totalul contribuției la stat:

CCONTRIB STAT = CCAS + CCASS + CȘOMAJ + CACCID. [EUR/buc]

CCONTRIB STAT = 0,12 + 0,034 + 0,017 + 0,0024 = 0,1734 EUR/buc

Cheltuielile cu manopera la strunjire degroșare sunt:

CMANOP. = CSA + CCONTRIB STAT [EUR/buc]

CMANOP. = 0,49 + 0,1734 = 0,66345 EUR/buc

b) Strunjire finisare

Se calculează cheltuielile cu salariile directe la strunjire finisare utilizând relația:

CSD = Nt2 · St2 = 0,106 · 2 = 0,212 EUR/buc

Pentru o regie a secției de 250%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSisectie = CSD · [EUR/buc]

CSisectie = 0,212 · = 0,53 EUR/buc

Dacă firma are o regie de 140%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSifirma = CSD · [EUR/buc]

CSifirma = 0,212 · = 0,297 EUR/buc

Toate cheltuielile cu salariile indirecte se calculează cu relația următoare:

CSI = CSisectie + CSifirma [EUR/buc]

CSI = 0,53 + 0,297 = 0,827 EUR/buc

Cheltuielile cu salariile fără contribuția la stat se determină astfel:

CSA = CSD + CSI [EUR/buc]

CSA = 0,212 + 0,827 = 1,039 EUR/buc

Aplicând cotele de contribuție la stat se obțin următoarele valori:

pentru o cotă de asigurări sociale de 24,5%:

CCAS = CSA · [EUR/buc]

CCAS = 1,039 · = 0,255 EUR/buc

pentru o cotă de sănătate de 7%:

CCASS = CSA · [EUR/buc]

CCASS = 1,039 · = 0,072 EUR/buc

pentru o cotă de șomaj de 3,5%:

CȘOMAJ = CSA · [EUR/buc]

CȘOMAJ = 1,039 · = 0,036 EUR/buc

pentru o cotă de accidente de 0,5%:

CACCID. = CSA · [EUR/buc]

CACCID. = 1,039 · = 0,0052 EUR/buc

Rezultă, totalul contribuției la stat:

CCONTRIB STAT = CCAS + CCASS + CȘOMAJ + CACCID. [EUR/buc]

CCONTRIB STAT = 0,255 + 0,072 + 0,036 + 0,0052 = 0,37 EUR/buc

Cheltuielile cu manopera la strunjire finisare sunt:

CMANOP. = CSA + CCONTRIB STAT [EUR/buc]

CMANOP. = 1,039 + 0,37 = 1,41 EUR/buc

c) Găurire

Se calculează cheltuielile cu salariile directe la găurire utilizând relația:

CSD = Nt3 · St3 = 0,158 · 1,75 = 0,2765 EUR/buc

Pentru o regie a secției de 250%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSisectie = CSD · [EUR/buc]

CSisectie = 0,2765 · = 0,69 EUR/buc

Dacă firma are o regie de 140%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSifirma = CSD · [EUR/buc]

CSifirma = 0,2765 · = 0,387 EUR/buc

Toate cheltuielile cu salariile indirecte se calculează cu relația următoare:

CSI = CSisectie + CSifirma [EUR/buc]

CSI = 0,69 + 0,387 = 1,07 EUR/buc

Cheltuielile cu salariile fără contribuția la stat se determină astfel:

CSA = CSD + CSI [EUR/buc]

CSA = 0,2765 + 1,07 = 1,3536 EUR/buc

Aplicând cotele de contribuție la stat se obțin următoarele valori:

pentru o cotă de asigurări sociale de 24,5%:

CCAS = CSA · [EUR/buc]

CCAS = 1,3536 · = 0,33 EUR/buc

pentru o cotă de sănătate de 7%:

CCASS = CSA · [EUR/buc]

CCASS = 1,3536 · = 0,095 EUR/buc

pentru o cotă de șomaj de 3,5%:

CȘOMAJ = CSA · [EUR/buc]

CȘOMAJ = 1,3536 · = 0,05 EUR/buc

pentru o cotă de accidente de 0,5%:

CACCID. = CSA · [EUR/buc]

CACCID. = 1,3536 · = 0,006 EUR/buc

Rezultă, totalul contribuției la stat:

CCONTRIB STAT = CCAS + CCASS + CȘOMAJ + CACCID. [EUR/buc]

CCONTRIB STAT = 0,33 + 0,095 + 0,05 + 0,006 = 0,48 EUR/buc

Cheltuielile cu manopera la găurire sunt:

CMANOP. = CSA + CCONTRIB STAT [EUR/buc]

CMANOP. = 1,3536 + 0,48 = 0,65 EUR/buc

d) Mortezare

Se calculează cheltuielile cu salariile directe la mortezare utilizând relația:

CSD = Nt4 · St4 = 0,084 · 2 = 0,168 EUR/buc

Pentru o regie a secției de 250%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSisectie = CSD · [EUR/buc]

CSisectie = 0,168 · = 0,42 EUR/buc

Dacă firma are o regie de 140%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSifirma = CSD · [EUR/buc]

CSifirma = 0,168 · = 0,235 EUR/buc

Toate cheltuielile cu salariile indirecte se calculează cu relația următoare:

CSI = CSisectie + CSifirma [EUR/buc]

CSI = 0,42 + 0,235 = 0,655 EUR/buc

Cheltuielile cu salariile fără contribuția la stat se determină astfel:

CSA = CSD + CSI [EUR/buc]

CSA = 0,168 + 0,655 = 0,823 EUR/buc

Aplicând cotele de contribuție la stat se obțin următoarele valori:

pentru o cotă de asigurări sociale de 24,5%:

CCAS = CSA · [EUR/buc]

CCAS = 0,823 · = 0,2 EUR/buc

pentru o cotă de sănătate de 7%:

CCASS = CSA · [EUR/buc]

CCASS = 0,823 · = 0,06 EUR/buc

pentru o cotă de șomaj de 3,5%:

CȘOMAJ = CSA · [EUR/buc]

CȘOMAJ = 0,823 · = 0,03 EUR/buc

pentru o cotă de accidente de 0,5%:

CACCID. = CSA · [EUR/buc]

CACCID. = 0,823 · = 0,004 EUR/buc

Rezultă, totalul contribuției la stat:

CCONTRIB STAT = CCAS + CCASS + CȘOMAJ + CACCID. [EUR/buc]

CCONTRIB STAT = 0,2 + 0,06 + 0,03 + 0,004 = 0,294 EUR/buc

Cheltuielile cu manopera la mortezare sunt:

CMANOP. = CSA + CCONTRIB STAT [EUR/buc]

CMANOP. = 0,823 + 0,294 = 1,117 EUR/buc

e) Rectificare

Se calculează cheltuielile cu salariile directe la rectificare utilizând relația:

CSD = Nt5 · St5 = 0,266 · 2,5 = 0,665 EUR/buc

Pentru o regie a secției de 250%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSisectie = CSD · [EUR/buc]

CSisectie = 0,665 · = 1,663 EUR/buc

Dacă firma are o regie de 140%, cheltuielile cu salariile indirecte sunt:

CSifirma = CSD · [EUR/buc]

CSifirma = 0,665 · = 0,93 EUR/buc

Toate cheltuielile cu salariile indirecte se calculează cu relația următoare:

CSI = CSisectie + CSifirma [EUR/buc]

CSI = 1,663 + 0,93 = 2,594 EUR/buc

Cheltuielile cu salariile fără contribuția la stat se determină astfel:

CSA = CSD + CSI [EUR/buc]

CSA = 0,665 + 2,594 = 3,26 EUR/buc

Aplicând cotele de contribuție la stat se obțin următoarele valori:

pentru o cotă de asigurări sociale de 24,5%:

CCAS = CSA · [EUR/buc]

CCAS = 3,26 · = 0,8 EUR/buc

pentru o cotă de sănătate de 7%:

CCASS = CSA · [EUR/buc]

CCASS = 3,26 · = 0,23 EUR/buc

pentru o cotă de șomaj de 3,5%:

CȘOMAJ = CSA · [EUR/buc]

CȘOMAJ = 3,26 · = 0,115 EUR/buc

pentru o cotă de accidente de 0,5%:

CACCID. = CSA · [EUR/buc]

CACCID. = 3,26 · = 0,015 EUR/buc

Rezultă, totalul contribuției la stat:

CCONTRIB STAT = CCAS + CCASS + CȘOMAJ + CACCID. [EUR/buc]

CCONTRIB STAT = 0,8 + 0,23 + 0,115 + 0,015 = 1,16 EUR/buc

Cheltuielile cu manopera la rectificare sunt:

CMANOP. = CSA + CCONTRIB STAT [EUR/buc]

CMANOP. = 3,26 + 1,16 = 4,42 EUR/buc

Se calculează cheltuielile cu manopera pentru piesa „șaibă de frână”:

CMANOP. = = 0,66345 + 1,41 + 0,65 + 1,117 + 4,42 = 8,23 EUR/buc

Ținând cont de cheltuielile materiale și de cheltuielile cu manopera se obține un cost de prelucrare estimativ:

CP = CMAT. + CMANOP. [EUR/buc]

CP = 53,55 + 8,23 = 61,78 EUR/buc

Pentru o marjă de profit m = 15% se obține prețul la producător fără TVA:

P = CP · [EUR/buc]

P = 61,78 · = 71,05 EUR/buc

Prețul la producător cu TVA al piesei „șaibă de frână” va fi:

PTVA = P · [EUR/buc]

PTVA = 71,05 · = 84,5 EUR/buc

Acest model este utilizat în antecalculul prețului.

După prelucrarea piesei „șaibă de frână” se recomandă ajustarea prețului în funcție de costurile reale.

=== Cost Saiba de frâna ===

CAPITOLUL 4

CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE

AL ȘAIBEI DE FRÂNĂ

În vederea calculării cât mai exacte a costului de producție, se va ține cont de următoarele date și etape:

– Preț achiziționare semifabricat – Psemif [RON/kg];

– Greutatea semifabricatului – Gsemif. [kg];

– Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. [RON];

– Salariul pe oră al operatorului – Sop = 15000 [RON/oră] – acesta se înmulțește cu un coeficient k = 0,85;

– Norma de timp pe operații – Nt op [ore];

– Costul manoperei – Cmanopera = Sop k Nt op [RON];

– CAS – salarii directe – CCAS = 22 % Cmanopera [RON];

– Cota pentru șomaj – Cșomaj = 5 % Cmanopera [RON];

– Cota pentru sănătate Csănătate = 7% Cmanopera [RON];

– Regia secției – Cregie = (150 – 700)% Cmanopera [RON];

– Costul de fabricație – Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cșomaj + Cregie

+ Csănătate [RON]

– Rata de profit – n = 15 %

– Prețul de producție – Pproducție = Cpiesă.(1+ n/100) [RON]

– TVA = 19 % Cpiesă

– Prețul cu TVA – PTVA = Pproducție .(1+TVA/100) [RON]

Modelul de calcul se face pe o singură operație.

Practic însă se calculează manopera la toate operațiile și apoi se aplică cheltuielile de la punctele următoare.

Se extrag, în tabelul 4.1, prețurile unor materiale des utilizate în construcția de mașini.

Tabelul 4.1

FIȘA DE CALCUL A COSTULUI DE FABRICAȚIE

Denumire produs: ȘAIBĂ DE FRÂNĂ

Material: subansamblu sudat

– Preț achiziționare semifabricat – Psemif = 0,6262 RON / kg;

– Greutatea semifabricatului – Gsemif. = 84,75 kg;

– Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. = 53,070 RON;

– Salariul pe oră al operatorului – Sop = 4,700 RON /oră;

– Norma de timp pe operații – Nt op = 12 ore;

– Costul manoperei – Cmanopera = Sop Nt op = 56,4 RON;

– CAS – salarii directe – CCAS = 22 % Cmanopera = 12,408 RON;

– Cota pentru șomaj – Cșomaj = 5 %.Cmanopera = 2,82 RON;

– Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 % Cmanopera = 3,948 RON;

– Regia secției – Cregie = (150 – 700)% Cmanopera = 169,2 RON;

– Costul de fabricație –

– Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cșomaj + Csănătate + Cregie = 297,846 RON;

– Rata de profit – n = 15 %

– Prețul de producție – Pproducție = Cpiesă (1+ 15/100) = 342,522 RON;

– TVA = 19 %

– Prețul cu TVA – PTVA = Pproducție (1+19/100) = 407,602 RON;

Costul piesei – șaibă de frână, va fi deci:

Cpiesă = 407,602 RON = 116,45 UE, la cursul de zi 1 UE = 35.000 RON.

=== Disp. de frânare, clasific. ===

CAPITOLUL 1

DISPOZITIVE DE FRÂNARE

ȘI DE OPRIRE

1.1. Rol funcțional. Clasificare.

În construcția mecanismelor sunt prevăzute dispozitive de frânare și de oprire în scopul opririi mișcării sarcinii, părților mobile ale agregatului (macara, utilaj, mașină de lucru) și menținerii acestora în pozițiile dorite cu o siguranță dată.

Dispozitivele de frânare introduc un moment rezistent în mecanismul al cărui lanț cinematic sunt incluse care, cumulat cu momentul rezistent propriu al mecanismului (dat de frecările interioare și rezistențele externe), conduce la reducerea vitezei, sau la oprirea completă a mișcării elementului frânat, transformând energia cinetică a maselor în mișcare, în energie calorică pe care o cedează mediului înconjurător.

Astfel de dispozitive sunt prevăzute obligatoriu la toate mecanismele mașinilor de ridicat, mecanisme de închidere a diverselor porți.

Dispozitivele de frânare și de oprire trebuie să aibă o funcționare sigură, o construcție simplă și robustă, trebuie să poată fi reglate și depanate ușor și să se încadreze într-un gabarit cât mai redus.

În acest scop se montează de regulă, pe arborele cu viteza unghiulară cea mai mare, unde momentul redus al forțelor exterioare are valoarea cea mai mică (arborele motorului).

În cazul agregatelor acționate de la un motor termic unic, existența cuplajelor intermitente obligă amplasarea frânelor pe arborele legat rigid cu organul de lucru (tamburul troliului, roata de rulare etc.). Condițiile de lucru ale frânelor depind de parametrii cinematici și dinamici ai mecanismului, precum și de numărul de frânari efectuate în unitatea de timp. De aceea, la proiectarea și alegerea unei frâne, trebuie să se aibă în vedere atât asigurarea momentului de frânare necesar, cu uzura minimă a elementelor de frânare, cât și posibilitatea evacuării căldurii, astfel încât temperatura elementelor să nu depășească valoarea admisibilă.

Frânele trebuie să asigure o frânare lină, iar la defrânare, să permită rotirea liberă a elementului mobil. Frânele – constituind sisteme de legătură dintre două elemente – au rolul de a modifica mișcarea relativă dintre aceste elemente, au ca scop principal modificarea vitezei maselor aflate în mișcare, realizând o menținere constantă a parametrilor mișcării sau chiar anihilarea mișcării masei frânate.

Realizarea frânarii este posibilă prin folosirea sistemelor mecanice, hidraulice, pneumatice sau electrice. În cele ce urmează se vor analiza doar frânele mecanice, în special de utilizare generală, frâne care prin transformarea lucrului mecanic de frânare – dintre elementele în mișcare relativă.

În cele ce urmează se vor analiza doar frânele mecanice, în special de utilizare generală, frâne care prin transformarea lucrului mecanic de frecare – dintre elementele în mișcare relativă – în energie calorică anihilează, în final, mișcarea relativă dintre elemente, realizând blocarea acestora.

În unele situații, frânele pot fi considerate ca fiind cuplaje cu fricțiune la care unul din elemente este fix.

După rolul funcțional frânele se împart în :

frâne de oprire, care sunt capabile să învingă atât momentul static (al forțelor exterioare), cât și momentul dinamic dat de energia maselor în mișcare, oprind mișcarea într-un timp impus;

frâne de coborâre, care sunt de menținere a vitezei, învingând numai momentul static, asigură coborârea sarcinii cu viteză practic constantă (în unele cazuri, funcția aceasta este asigurată pe cale electrică).

După scopul urmărit, frânele se pot clasifica în :

frâne de reglare, având rolul de a menține constantă viteza în mișcarea de rotație sau translație a unui element;

frâne de blocare, asigurând reducerea vitezei unui element până la blocarea sa;

frâne de încărcare (de sarcină), care realizează încărcarea în timp îndelungat a unui element a cărei energie cinetică trebuie transformată în altă formă de energie (cazul frânelor folosite în construcția standurilor de încercări.

După modul de comandă, frânele se împart în :

frâne comandate, sunt acționate de operator prin manetă sau pedală, procesul de frânare fiind menținut sub controlul acestuia;

frâne semiautomate, procesul de frânare este declanșat de conducătorul utilajului, odată cu întreruperea acționării mecanismului desfășurându-se apoi fără posibilitatea intervenției operatorului asupra intensității sau duratei procesului de frânare;

frâne automate, unde conducătorul mașinii nu poate declanșa și nu poate interveni în procesul de frânare, el având loc automat, sub acțiunea greutății sarcinii ridicate sau a vitezei de coborâre a acesteia.

După direcția de acționare a forțelor care apasă asupra elementelor de frânare se disting :

frâne radiale, unde momentul de frânare al forțelor de frecare tangențiale este produs prin apăsarea radială a doi saboți, sau prin strângerea unei benzi pe roata de frână, frânele respective fiind denumite frâne cu saboți, respectiv frâne cu bandă;

frâne axiale, unde forțele de frecare iau naștere ca urmare a apăsării axiale asupra elementelor de frânare deosebindu-se frâne conice și frâne cu discuri plane.

După poziția organelor de frânare în stare neacționată, frânele pot fi :

frâne normal închise, la care în repaus elementul mobil este frânat;

frâne normal deschise, la care organul de frânare este depărtat de roata de frână pe timpul pauzei.

La majoritatea mecanismelor macaralelor și obligatoriu la mecanismele de ridicare acționate mecanic se folosesc frâne de oprire , semiautomate, normal închise.

Frânele comandate normal deschise sunt preferate la mecanismele de rotire și de deplasare ale unor macarale, procesul de frânare putând fi controlat prin apăsarea unei pedale sau acționarea unei manete. Aceste frâne nu împiedică deplasarea necontrolată a părților în mișcare sub acțiunea unor cauze accidentale (de exemplu acțiunea vântului).

În astfel de cazuri sunt prevăzute obligatoriu dispozitive suplimentare de blocare sau de frânare. Frânele automate se utilizează limitat, la mecanisme de ridicare acționate manual, precum și la unele mecanisme de ridicare ale macaralelor cu motor unic de acționare.

1.2. Frâne cu saboți.

După poziția relativă a saboților față de șaiba de frână se deosebesc :

frâne cu saboți exteriori, la care forța radială de apăsare se exercită din exterior, saboții strângând șaiba de frână;

frâne cu saboți interiori, la care saboții sunt apăsați pe suprafața cilindrică interioară a șaibei de frână, denumită tambur de frână.

Frânele cu saboți exteriori echipează majoritatea mecanismelor macaralelor, ușilor glisante ale utilajelor metalurgice, în special cele acționate electric. Frânele cu saboți interiori având un domeniu mai restrâns de utilizare, și anume, la mecanismele de deplasare ale macaralelor pe roți cu pneuri și ale automacaralelor, deși au o construcție simplă, ele nu au căpătat răspândire la celelalte mecanisme din cauza evacuării dificile a căldurii.

Frânele cu saboți exteriori sunt forte robuste și sigure în funcționare, fapt care face să fie folosite în cazul unor construcții importante și puternic solicitate ca : sisteme de transport (inclusiv în construcția vagoanelor de cale ferată) și sisteme de ridicat.

Frânele cu un singur sabot se folosesc pentru construcțiile la care momentul de frânare este relativ mic, datorită faptului că forțele care apar solicită arborele – elementul frânat – la încovoiere. Sabotul unei astfel de frâne poate fi fixat rigid în raport cu pârghia de frânare sau articulat.

Pentru evitarea încărcării puternice, la încovoiere, a arborelui frânat se folosesc – la sarcini mari – frânele cu doi saboți, schema unei astfel de frâne este reprezentată în figura 1.1.

Fig. 1.1 Schemă cinematică frână cu doi saboți

Cei doi saboți ai frânei sunt menținuți în contact cu elementul frânat (tamburul de diametru d1) cu ajutorul arcului4 și a greutății elementelor mecanismului de frânare 1 și 2.

Defrânarea se produce cu ajutorul forței K realizată de către un cilindru hidraulic, electromagnet sau cablu, care prin deplasarea pârghiei 1 acționează asupra sistemului format din elementele 2, 3 și 5, care depărtează saboții de tambur.

1.3. Construcția și funcționarea frânelor cu saboți.

Organele de frânare – saboții – au suprafața de frecare cilindrică și înfășoară simetric roata de frână. La frânele normal închise frânarea este asigurată de un arc sau de o greutate, iar la frânele comandate normal deschise prin acționarea unei pedale sau manete.

Efortul acestora este transmis și amplificat de un sistem de pârghii care la defrânare este acționat în sens invers de un electromagnet, de un ridicător electrohidraulic, sau de un arc. Câteva scheme de frâne cu saboți exteriori, normal închise, sunt prezentate în figura 1.2.

Fig. 1.2 Frâne semiautomate normal închise: a – cu frânare cu

contragreutate și defrânare prin electromagnet cu cursă lungă;

b și d – cu frânare prin arc și defrânare prin ridicător electrohidraulic;

c – cu frânare prin arc și defrânare prin electromagnet cu cursă lungă;

e – cu frânare prin arc și defrânare prin electromagnet cu cursă scurtă.

La frâna din figura 1.2, a, frânarea se realizează prin acțiunea cumulată a greutăților elementelor situate pe pârghia de frânare 7 (greutatea de frânare 8, pârghia și armătura electromagnetului 9) care prin intermediul tijei 6 provoacă rotirea în sens orar a triunghiului 5 și strângerea saboților 2 pe roata de frână 1.

Defrânarea are loc prin conectarea electromagnetului 9 care, ridicând armătura provoacă în sistemul de pârghii o mișcare în sens invers, depărtând pârghiile portsabot 3.

Reglajul egalei depărtări a saboților se realizează din șuruburile opritorilor 16, iar cel al poziției orizontale a pârghiei de frânare 7, din tija reglabilă 4.

Frâna din figura 1.2, c, are aceeași cinematică, strângerea saboților având loc datorită forței arcului principal 12, montat precomprimat.

Frânele din figura 1.2, b și d, au un număr mai redus de elemente, producând o frânare mai promptă, din cauza jocului cumulat din articulații, mai redus. Rotirea triunghiului rigid 5 este produsă la frânare de forța din arcul principal 12, iar la defrânare de deplasarea în sus a pistonului ridicătorului electrohidraulic 10, electropompa hidraulică transferând sub piston uleiul aflat deasupra.

Construcția cea mai simplă și mai sigură o are frâna din fig. 1.2, e, din cauza numărului redus de articulații și repere și a cursei scurte a electromagnetului 11, dar care fiind lipsită pârghii de amplificare este capabilă numai de momente de frânare mici și mijlocii, sub 500 Nm.

În construcția frânelor din figura 1.2, d și e, sunt prevăzute arcurile secundare 13, care la defrânare, împreună cu opritorii 16, amplasați numai la câte o pârghie portsabot, realizează depărtarea egală a saboților de roata de frână.

1.4. Ridicătoare de frână.

Ridicătoarele de frână servesc la deschiderea frânei, simultan cu conectarea motorului de antrenare a mecanismului corespunzător.

Frânarea se realizează automat la oprirea motorului prin intermediul unui arc de frână sau a unei contragreutăți. Din motive de siguranță, în special la mecanismele de ridicare, este necesar ca frânarea să intervină automat, la dispariția tensiunii de alimentare a motorului electric.

După modul de construcție și funcționare se deosebesc :

electromagneți de frână;

ridicătoare de frână electrohidraulice;

ridicătoare de frână cu motor.

În cele ce urmează vom trata mai amănunțit cazul ridicătoarelor de frână electrohidraulice. Ridicătoarele de frână electrohidraulice se compun dintr-un cilindru în care culisează un piston sub care este montată o pompă centrifugală antrenată de un motor asincron în scurtcircuit. În mod normal pistonul se află în poziția inferioară.

Ca mediu hidraulic se folosește uleiul de transformator care umple interiorul ridicătorului până la dopul de umplere.

În timpul funcționării pompa centrifugală refulează uleiul în spațiul de sub piston producând o forță ce se transmite spre exterior prin piston și tija lui.

În timpul deplasării în sus a pistonului, uleiul din spațiul de deasupra acestuia se scurge din nou spre pompa centrifugală, printr-un canal de scurgere.

Acțiunea pompei centrifugale este independentă de sensul de rotire, iar forța dezvoltată lucrează într-un singur sens (la ridicare). Readucerea pistonului se face sub influența unei forțe exterioare de sens contrar (greutate sau arcuri de readucere).

Forța hidraulică maximă produsă de pompa centrifugală este cu mult mai mare decât sarcina ei activă pentru care este destinat ridicătorul respectiv.

Acest lucru este necesar pentru învingerea forțelor de inerție și rezistențelor de mișcare, permițând astfel realizarea unor timpi de ridicare foarte scurți (9,25 …… 0,6 sec.)

Pentru a permite realizarea în caz de necesitate a unor curse lente, fie la ridicare fie la coborâre, ridicătoarele sunt prevăzute cu un sistem de laminare și două supape pe canalul de scurgere realizând funcția de ventil de ridicare (respectiv coborâre).

Presiunea produsă de pompă este independentă de sensul de rotație al motorului din cauză că paletele pompei sunt drepte.

La deconectarea motorului, arcul frânei readuce pistonul în poziția inițială, împingând uleiul de sub presiune prin canalul carcasei, deasupra acestuia.

În multe cazuri este de dorit ca deschiderea sau închiderea frânei să se facă cu o anumită întârziere, de exemplu la a doua pereche de frâne a podurilor rulante de turnare (atât pentru a nu uza frânele de siguranță, cât și pentru a nu solicita la un moment prea mare mecanismul) sau la ridicătoarele ce acționează cleștii de blocare pe șine ai macaralelor, la care blocarea împotriva deplasării cauzată de vânt trebuie să se facă după oprirea macaralei.

În figura 1.3 se prezintă o secțiune printr-un ridicător de frână electrohidraulic.

Fig. 1.3 Ridicător de frână electrohidraulic

S-au notat următoarele părți componente :

dop filetat pentru umplerea cu ulei;

dop filetat de aerisire;

dop filetat pentru golirea uleiului;

capac;

scutul lagărului;

placa de bază;

flanșă;

piston;

tija pistonului;

rotor pompă;

motor;

placă de borne;

ochi de prindere;

presetupă;

tijă pentru legarea la timoneria frânei;

ventil de laminare;

ventil de sens.

1.5. Schema generală de montaj a unei frâne cu doi saboți.

În figura 1.4 se prezintă schema de montaj a unei frâne cu doi saboți, am notat următoarele părți componente :

motor electric de antrenare;

cuplaj elastic;

frână cu doi saboți;

lagăre de rostogolire;

roți dințate reductor;

arbori reductor;

carcasă reductor;

mașina de lucru.

Fig. 1.4 Schema de montaj a unei frâne cu doi saboți

Mișcarea se transmite de la mașina motoare – motorul electric 1, la transmisia mecanică – reductor de turație, care se intercalează între motorul electric și mașina de lucru 8, ce deservește un anumit proces tehnologic.

Legătura dintre motorul electric și arborele de intrare în reductor (arbore pinion), se face printr-un cuplaj elastic, un ansamblu format din șaibă de frână, semicuplaj motor, inel din două jumătăți și amortizoare din cauciuc.

Pe arborele motorului electric se montează semicuplajul motor iar pe arborele de intrare în reductor se montează șaiba de frână (din considerentele prezentate în subcapitolul 1.1), între șaiba de frână și semicuplajul motor în timpul în care aceste componente se cuplează se interpun amortizoare din cauciuc care se asigură prin montajul inelului din două jumătăți.

Pe șaiba de frână se montează frâna cu doi saboți acționată cu ridicător electrohidraulic, a cărui funcționare s-a prezentat anterior (subcapitolul 1.4).

=== Proiectar. frana 400 ===

CAPITOLUL 3

PROIECTAREA FRÂNEI CU DOI SABOȚI

ACȚIONATĂ CU RIDICĂTOR

ELECTROHIDRAULIC

3.1. Proiectarea frânei Φ400 acționată electrohidraulic.

Se va proiecta și verifica frâna Φ400 utilizând relațiile de calcul din [4] pag. 84, tabelul 8.4 și folosind schema de calcul din figura 3.1.

Fig. 3.1 Schemă de calcul frână cu doi saboți

Se dă :

momentul de frânare, Mf = 115000 N·mm;

forța periferică, F = 28,75 kgF = 287,5 N.

a) Alegerea frânei din catalog

Se face după momentul de frânare calculând :

D = Mf / F = 115000 / 287,5 = 400 mm

Se alege o frână TKTG – 400 din [4].

b) Alegerea ridicătorului electrohidraulic

Se alege un ridicător electrohidraulic tip U.M.T. – R32/15 a, c: Vc., având următoarele specificații :

R – ridicător electrohidraulic;

32 – forța nominală, [kgF];

15 – cursa, [mm];

a, c: Vc – cu arcuri de reglaj și readucere și ventil de coborâre.

c) Calculul forței normale

N = F / μ = 285,5 / 0,35 = 821,43 N

Unde : μ = 0,35, coeficient de frecare admis între roata de frână și căptușeala sabotului.

d) Verificarea presiunii specifice dintre șaiba de frână și căptușeala saboților

p = N / A = 821,43 / 34208,45 = 0,024 N/mm2 < pa

Unde :

A – aria căptușelii saboților [mm2];

A = (π · D / 360) · b1 · β = (π · 400 / 360) · 140 · 700 = 34208,45 mm2

b1 = 140 mm, lățimea de contact;

β = 700, unghiul de cuprindere al sabotului;

pa = 0,3 MPa, presiunea specifică admisibilă pentru frâne de oprire.

e) Verificarea produsului (p·v)

Alegem un motor electric asincron trifazat cu rotorul în scurtcircuit ASI 200L – 55 – 6, G·D2 = 10,4 N·m2.

Pme = 18,5 kW, puterea motorului electric de acționare;

n = 970 rot/min, turația motorului electric de acționare.

Se calculează viteza periferică a șaibei de frână :

v = m/s

(p · v) = 0,024 · 20,31 = 0,487 [(N/mm2) · (m/s)] < (p · v)a

Unde :

(p · v)a = 2,5 (N/mm2) · (m/s), produsul admisibil pentru frânele de oprire.

f) Verificarea valorii forței necesare arcului

Se folosește schema de calcul din figura 3.2 :

Fig. 3.2 Schemă de calcul forță necesară arc

Se dau valorile brațelor pârghiilor de acționare ale frânei :

a1 = 350 mm;

a2 = 700 mm;

a3 = 115 mm;

a4 = 190 mm;

a5 = 420 mm.

Se calculează valoarea forței necesare arcului :

K = N

Cu această valoare se dimensionează arcul.

Unde :

η = 90%, randamentul transmiterii forțelor prin pârghiile articulate ale frânei.

Forța maximă în arcul principal se calculează :

Kmax = K · (1 + ) = 276,21 · (1 + 0,25 · 0,5 · 700 / 350) = 345,26 N

Unde :

Δf = 0,25 · ε · a2 /a1, variația săgeților arcurilor;

ε = (0,4 …… 0,6) mm, depărtarea sabotului, se adoptă ε = 0,5 mm;

f = 1 mm, săgeata arcului.

g) Verificarea forței portante a ridicătorului electrohidraulic

Se calculează cu ajutorul schemei de calcul din figura 3.3 :

Fig. 3.3 Schemă pentru calculul forței

portante a ridicătorului electrohidraulic

Z = Kmax · a4 / a5 = 356,26 · 190 / 420 = 156 N Zcat.

Unde :

Zcat. = 320 N, valoarea admisibilă de catalog a forței portante a ridicătorului electrohidraulic.

h) Verificarea cursei ridicătorului electrohidraulic

h’ = 2,2 · ε · 1/i = 2,2 · 0,5 · 1 / 0,1369 = 8,034 mm 8 mm

Unde :

ε = (0,4 …… 0,6) mm, depărtarea sabotului, se adoptă ε = 0,5 mm;

i = , raportul de transmitere al pârghiilor;

k = 0,83, coeficient de rezervă pentru cursa ridicătorului electrohidraulic.

h = h’ / k = 8 / 0,83 10 mm < hcat. = 20 mm

3.2. Bilanțul termic al frânei Φ400 acționată electrohidraulic.

Calculul bilanțului termic al frânei se face cu relațiile de calcul din [4], pag. 115, tabelul 8.8.

Se dau :

Z = 60 cupl./h, numărul de cuplări pe oră;

DA = 25%, durata relativă de lucru;

D = 400 mm, diametrul șaibei de frână;

n = 970 rot/min, turația arborelui;

Θmax = 2000C, temperatura admisibilă pentru căptușeala sabotului;

Q = 2170 daN, forța de ridicare (se consideră cazul cel mai defavorabil, se consideră frâna ca fiind o frână de ridicare);

η = 0,902, randamentul frânei;

h = 12 m, înălțimea de ridicare;

A = 1 / 427 kcal/kgF · m, coeficient de transmitere a căldurii mediului.

a) Determinarea cantității de căldură totale produse

Q · h · Z · η · A = 2170 · 12 · 60 · 0,902 · 1/427 = 2300 kcal/h

b) Determinarea cantității de căldură transmise mediului prin radiație

Se face cu ajutorul schemei de calcul din figura 3.4, admițând temperatura mediului ambiant Θ1 = 200C.

Fig. 3.4 Schemă de calcul pentru determinarea cantității de

căldură transmise mediului prin radiație

= 535 kcal/h

Unde :

S1[m2], suprafața neocupată de saboți, se calculează :

Se folosește schema de calcul din fig. 3.5.

Fig. 3.5 Schemă pentru calculul suprafeței neocupate de saboți

S1 = m2

S-a considerat β = 600, respectiv b1 = 140 mm.

S2[m2], suprafața laterală, se calculează :

S2 = m2

C1 = 1,3 kcal/m2·h·0K, coeficient de radiație pentru suprafețe polizate;

C2 = 4,3 kcal/m2·h·0K, coeficient de radiație pentru suprafețe brute;

c) Determinarea cantității de căldură transmise prin circulația naturală a aerului (convecție)

Q+)2 = α1 · S3 (Θmax – Θ1)(1 – DA) = 350 kcal/h

În care :

α1 = 5 kcal/m2 · h · 0C;

δ = 10mm;

b’ = 125 mm;

S3 = S1 + S2 + π (D – 2 · δ)b’ = 0,518 m2.

d) Determinarea cantității de căldură transmise prin convecție

Q+)3 = DA (Θmax – Θ1) · 6,14 · (S4 · v0,78 + 2 · S1’· v10,78 + 2 · S2’· v20,78) = 1480 kcal/h

În care :

S4 [m2], suprafața laterală a coroanei :

S4 = 0,326 m2

S1’ [m2], suprafața laterală a discului :

S1’ = 0,102 m2

S2’ [m2], suprafața laterală a butucului :

S2’ = 0,0113 m2

v [m/s], viteza periferică a roții :

v = 15,1 m/s

v1 [m/s], viteza periferică a discului :

v1 = 14,4 m/s

v2 [m/s], viteza medie pentru butuc :

v2 = 2,27 m/s

e) Determinarea cantității de căldură totale transmise

Q+)1 + Q+)2 + Q+)3 = 535 + 350 + 1480 = 2365 kcal/h

f) Ecuația de bilanț termic

Q+)tot = 2300 kcal/h < Q+)1 + Q+)2 + Q+)3 = 2365 kcal/h

Rezultă un bilanț termic favorabil transmiterii de căldură, deci în funcționarea frânei nu se atinge valoarea maximă admisă în calcule Θmax = 2000C pentru căptușeala sabotului.

3.3. Calculul geometric al angrenajelor dințate cilindrice, prima treaptă a reductorului de acționare a mașinii de lucru.

Algoritmul de calcul al danturilor cilindrice cu dinți drepți, se găsește în [12], tabelul (14.21).

Date inițiale :

– numerele de dinți :

z1 = 23

z1 = 67

– unghiul de înclinare al dintelui :

= 0

– modulul standardizat :

mn = 5

– 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 = 225 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 = 115 mm

d2 = mtz2 = 335 mm

– diametrul de picior, df :

– înălțimea dinților, h:

– scurtarea dinților, h :

unde :

– diametrul de cap, da:

=125 mm

=345 mm

– diametrul de bază, db :

108,064 mm

314,8 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, :

= + =1,696

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,

26,657 > 21,2043

– 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;

5,04713 < 23,3562 < 31,4131

42,6693 < 60,979 < 70,5781

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 :

3,055 dinți 3 dinți

7,94 dinți 8 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 = 8,767 mm

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

B1 = 2424’ =24,4

B2 = 21 44’=21,7333

– 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 = 118,663 0,99766 + 8,767 = 127,1525 mm

MB2 = 338,885 0,99973 + 8,767 = 347,5614 mm

– condiția de măsurare a lungimii, MB

MB1da1 ; 127,1525 125

MB2da2 ; 347,5614 345

3.4. Forțele nominale din angrenajul cilindric cu dinți drepți.

Date inițiale:

Mt1 = 109420 Nmm

Mt2 = 310352,14 Nmm

d1= 115 mm

d2= 335 mm

αw =α =200

Se vor calcula forțele din angrenajul cilindric cu dinți drepți, având în vedere relațiile din [2], tabelul (2.14), și schema de calcul din figura 3.6 :

Fig. 3.6 Forțele din angrenajul cilindric cu dinți drepți

– forța tangențială, Ft :

– forța radială, Fr :

– forța normală, Fn :

3.5. Proiectarea arborelui de intrare în reductor (arborele pe care se montează șaiba de frână).

Forma arborelui se stabilește pe baza diametrelor calculate, cu considerarea condițiilor impuse de rolul funcțional, tehnologia de execuție și montaj.

Se fac următoarele verificări :

Verificarea la oboseală, constă în determinarea coeficienților de siguranță în secțiunile periculoase

Verificarea la deformații, arborii pot prezenta deformații de încovoiere, de răsucire și axiale

Verificarea la vibrații, arborii pot prezenta vibrații flexionale, torsionale sau longitudinale

Fig. 3,7 Diagrama de eforturi ce solicită arborele pinion dințat

Se dau:

F = 287,5 N

Ft1 = 1903 N

Fr1 = 698,6 N

N = 821,43 N

Mt2 =109420 Nmm

Se calculează reacțiunile, în plan orizontal (H) :

∑ (M)1 =0 = Fr1200 – H2400 + N300

H2 =N

∑ (M)2 =0 = H1400 – N700 + Fr1200

H1 =N

Pentru verificare :

∑ (Yi) = N – Fr1 – H1 + H2 = 0

Se calculează reacțiunile în plan vertical (V) :

∑ (M)1 =0 = Ft1200 – F300 – V2400

V2 =N

∑ (M)2 =0 = Ft1200 –V1400 + F700

V1 =N

Pentru verificare :

∑ (Yi) = F +Ft1 – V1 – V2 = 0

Se calculează în continuare pentru trasarea diagramelor de echilibru :

în plan orizontal (H)

3 – 1, x (0, 300)

M31 = Nx , M3 = 0

M1 = N 300 = 246429 Nmm

1 – 4, x (300, 500)

M14 = Nx – H1(x – 300), M1 = 246429

M4 = N 500 – H1 200 = 48387,5 Nmm

în plan vertical (V)

3 – 1, x (0, 300)

M31 = Fx, M3 = 0

M1 = F 300 = 86250 Nmm

2 – 4, x (0, 200)

M24 = -V2 x , M2 = 0

M4 = V2 200 = – 147174 Nmm

Se observă că secțiunea periculoasă este 1, momentul încovoietor rezultant este:

Mi1 =Nmm

Mt = 109420 Nmm

Pentru predimensionare de această dată, se determină momentul redus maxim:

Mred = (7.8)[2]

În această relație variația solicitărilor de încovoiere, este un ciclu alternant simetric, iar variația solicitărilor la torsiune un ciclu pulsator.

Valoarea coeficientului α se calculează cu formula (cazul cel mai frecvent întâlnit) :

α = (7.9)[2]

Mred =Nmm

Se observă astfel că efortul unitar redus în secțiunea periculoasă B, va avea valoarea :

σred = (7.10)[2]

Se calculează diametrul arborelui, utilizând relația :

d =mm (7.12)[2]

Cu un adaos pentru prezența penelor, arborele se va executa la d1 = 40 mm.

Pentru arborii drepți de uz general, se folosește de obicei materialul OL50, STAS 500/2 – 80.

Din tabelul (9.8)[2], se extrag caracteristicile mecanice minime :

σ-1 =240 MPa

σ0 =320 MPa

σ02 =260……… 280 MPa

σat =270 MPa

τ-1 =140 MPa

τ0 =170 MPa

σr =500……… 620 MPa

Pentru d =40 mm, pana are dimensiunile :

b = 12 mm

h = 8 mm

t1 = 5 mm

Se calculează modulele de rezistență axial și polar :

W = 0,1d3 – mm3

Wp = 0,2d3 – mm3

=== tehnologie saiba de frana ===

CAPITOLUL 2

TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A

PIESEI „ȘAIBĂ DE FRÂNA”

Se va proiecta tehnologia de fabricație pentru piesa șaibă de frână din figura 2.1, de mai jos :

Fig. 2.1 Șaibă de frână

2.1. Analiza constructiv tehnologică a piesei.

a) Descriere constructivă

Piesa se va executa în clasa de precizie mijlocie, conform STAS 2300-88, și se concretizează prin următoarele condiții tehnice impuse:

precizie dimensională, realizare cote 18 (-0.018 –0,061); Φ65 H8 (+0,046 0);

precizie geometrică, perpendicularitate 0,020, suprafața frontală față de suprafața interioară Φ65 H8, concentricitate 0,015, diametrul exterior Φ405 față de interior Φ65;

calitatea suprafeței, rugozitate generală Ra = 12,5 (m), rugozitate impusă Ra = 3,2 ; Ra = 1,6 (m); canal de pană, respectiv suprafață interioară.

b) Descriere funcțională

Piesa face parte din ansamblul frână electrohidraulică Φ400, subansamblul cuplaj elastic cu bolțuri, având rolul de a transmite mișcarea între motorul electric și arborele pinion (de intrare în reductor).

c) Stabilirea bazelor tehnologice

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

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

În cazul mortezării, se va orienta și fixa în planșaibă.

d)Materialul de prelucrat

Piesa este un subansamblu sudat format din următoarele componente:

butuc = 1 bucată, material OL42;

disc = 1 bucată, material OL37;

inel = 1 bucată, material OL50;

nervură = 4 bucăți, material OL37.

Se observă că materialele folosite sunt oțeluri OL37, OL42, OL50, STAS 791-88, oțel carbon de calitate pentru tratament termic, destinat construcției de mașini.

Principalele domenii de utilizare ale acestor materiale se prezintă în tabelul de mai jos:

Tabelul 2.1

Din tabelul 2, pagina 2, STAS 500/2 – 80, se extrage compoziția chimică pentru materialul mai sus menționat.

Tabelul 2.2

Caracteristicile mecanice și tehnologice ale materialului utilizat, se extrag din tabelul 4, pagina 3, STAS 500/2 – 80.

Tabelul 2.3

2.2. 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.

Se aleg astfel tipurile de semifabricate pentru reperele subansamblului sudat șaibă de frână :

butuc – semifabricat produs laminat (oțel rotund);

disc – semifabricat produs laminat (inel disc);

inel – semifabricat forjat (tip inel);

nervură – semifabricat produs laminat.

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

Ka = (7.19)pag.88[10]

Se calculează pentru cazul subansamblului butuc Φ140 x 210 mm.

Calculul volumului semifabricatului :

VSEMIFABRICAT = π 72 21 = 3232,7064 cm3

Stabilirea densității materialului de prelucrat :

ρMATERIAL =7,85 g / cm3

Calculul masei semifabricatului :

MSEMIFABRICAT =ρMAT. VSEMIFABRICAT =7,85 3232,7064 = 25376,74 g = 25,376 kg

Calculul coeficientului absolut de utilizare :

KU =100 % = 100 % = 60,2 %

Unde mpiesă = 15,3 kg.

Se alege un semifabricat produs laminat – oțel rotund.

2.3. Determinarea adaosurilor de prelucrare, calculul dimensiunilor intermediare.

A. Calculul dimensiunilor intermediare ale semifabricatelor

Se determină cunoscând mărimea adaosului de prelucrare, pentru operația sau faza considerată, utilizând relațiile de calcul din [10].

a) pentru suprafețe de revoluție exterioare, cu adaos de prelucrare simetric (Fig. 2.2):

Fig. 2.2 Calculul dimensiunilor intermediare

S-au notat:

dr – dimensiunea de reglare a sculei;

amax, amin – dimensiunea maximă (respectiv minimă) obținută la faza precedentă de prelucrare;

bmax, bmin – dimensiunea maximă (respectiv minimă) ce se obține la faza curentă de prelucrare;

jmax, jmin – deplasările maximă (respectiv minimă) a sistemului tehnologic M.D.P.S.(mașină-unealtă, dispozitiv, piesă, sculă) datorită mărimilor diferite ale adaosului de prelucrare;

2ACmin =amin – bmin (5.18)

2ACmax =amax -bmax (5.19)

Ținând seama de relațiile:

amax =amin + Ta (5.20)

bmax =bmin +Tb (5.21)

2ACmax =amin +Ta – bmin -Tb (5.22)

b) pentru suprafețe de revoluție interioare, cu adaus de prelucrare simetric:

2ACmin = bmax -amax (5.25)

2ACmax =bmin -amin (5.26)

La calculul dimensiunilor intermediare ale semifabricatului, se începe de la operația sau faza precedentă.

Pentru determinarea dimensiunilor semifabricatului brut, se pleacă de la dimensiunea piesei, la cere se adaugă adaosurile de prelucrare intermediare, considerate în ordine inversă a prelucrării.

B. Calculul propriu-zis al adaosului de prelucrare

Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru subansamblul butuc – suprafața cilindrică Φ135 x 180, se face considerând operațiile și fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.

Pentru că adaosul de prelucrare este simetric, se utilizează relațiile din [10].

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 = 0,2 μm/mm, tab.(1.4), curbarea specifică

lC =180 mm

ρP =2 0.2 180 = 72 μm

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

Adaosul minim pentru rectificare este:

2ACmin =2(RZp + ρP)=2(25 + 72)= 194 μm

Din tabelul (7.19), [10], obținem toleranța pentru operația precedentă – strunjire conform clasei 6 de precizie:

Tp =260 μm

Deci adaosul nominal pentru rectificare este:

2ACnom= 2ACmin + Tp = 194 + 260= 454 μm

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

dmax = 135 + 0,454 = 135,454 mm, se rotunjește

dmax = dnom= 135,5 mm

dmin = 135,5 – 0,260 = 135,24 mm

Operația de strunjire se va executa la cota Φ 135,50-0,26 mm

b) Strunjire(operația precedentă este turnarea)

RZp= 200 μm tab. (3.3)

SP = 300 μm tab. (3.3)

ρP = tab. (1.3)

unde:

ρc= 2Δclc tab. (1.4)

Δc = 0,06 μm/mm tab. (1.4)

ρc = 2 0,06 180 = 21,6 μm

lc = 180 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(200 + 300) + 2 886= 2772,5 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 = 2,772 + 2 = 4,772 mm

Dimensiunea nominală a barei forjate se calculează:

dnom.sf.= dmax + 2ACnom = 135,5 + 4,772 = 140,272 mm

Se alege un semifabricat forjat, cu diametrul standardizat:

Φ140+1,4-2,0 mm

c) Calculul adaosului de prelucrare pentru suprafața frontală, L= 180 (mm)

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

Din tabelul (3.6), [10]:

RZp + Sp =0,3 mm

ρP = 0,010 D = 0,010 135 = 1,35 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= 3,3 + 1,8 = 5,1 mm

unde:

2ACmin =2(RZp + Sp) +2ρP = 2 0,3 + 2 1,35 = 3,3 mm

Dimensiunea nominală pentru debitare este:

Lnom = 180 + 3,3 = 183,3 mm; se rotunjește,

Lnom = 184 mm

La debitare se va respecta cota: 180 ±1,8 mm

Valoarea efectivă a adaosului nominal este:

2ACnom = 184 – 180 = 4 mm

Pentru fiecare suprafață frontală adaosul este:

ACnom = 2 mm

2.4. Stabilirea itinerariului tehnologic.

a) Corpul 1 – butuc – OL 42

Semifabricat produs laminat – oțel rotund Φ140 x 210.

010 – Strunjire frontal curat, cota 184.

020 – Strunjire cilindrică exterioară degroșare, Φ136; pe lungime 184.

030 – Strunjire cilindrică exterioară, finisare Φ135 , pe lungime 182.

040 – Retezare, la lungime 182.

050 – Găurire pe strung.

051 – găurire Φ16, pe lungime 182;

052 – lărgire Φ27,7, pe lungime 182;

053 – lărgire Φ41,5. pe lungime 182;

054 – lărgire Φ54,5, pe lungime 182.

060 – Strunjire frontal curat, cota 180.

070 – Teșire 5 x 450, la un capăt.

080 – Strunjire finisare prinderea 2, strunjire prag Φ125, pe lungime 20.

090 – Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.

100 – C.T.C., măsurare cote importante.

b) Corpul 3 – inel – OL 50

Semifabricat forjat tip inel Φ415/ Φ350 x 160.

010 – Strunjire cilindrică exterioară degroșare, prinderea 1.

011 – strunjire cilindrică exterioară Φ407, pe lungime 145;

012 – strunjire frontal curat, cota 143;

013 – strunjire cilindrică interioară Φ370, pe lungime 150;

014 – strunjire cilindrică interioară Φ374, pe lungime 150.

020 – Strunjire cilindrică exterioară finisare, prinderea 2.

021 – strunjire cilindrică exterioară Φ406, pe lungime 150;

022 – strunjire frontal curat, cota 140;

023 – teșire 3×450, la ambele capete.

030 – Strunjire cilindrică interioară finisare.

031 – strunjire cilindrică interioară Φ 375, pe lungime 140;

032 – strunjire cilindrică interioară Φ380, pe lungime 115;

033 – teșire 2×450, la ambele capete.

040 – Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.

050 – C.T.C., măsurare cote importante.

Tehnologie – subansamblu șaibă de frână

010 – Înseilare, sudare, pozițiile 1, 2, 3 și 4 (butuc, disc, inel, nervură), crăițuire.

020 – Tratament termic – detensionare.

030 – Lăcătușărie, ajustare după sudare.

040 – Strunjire cilindrică interioară.

041 – strunjire cilindrică degroșare Φ63, pe lungime 180;

042 – strunjire cilindrică finisare Φ64,5, pe lungime 180.

050 – Mortezare canal de pană, b = 18-0,018-0,061, t2 = 4,4+0,20, cu respectarea cotei 69,4+0,20.

060 – Rectificare cilindrică interioară Φ65 H8 (+0,0460), pe lungime 180.

070 – Lăcătușărie, asamblare cu arborele pinion de la reductorul de acționare a transmisiei.

080 – Rectificare, în stare asamblată cu pinionul de la reductor, centrare, scoatere bătăi radiale de la Φ406 la Φ405, pe lungime 140.

090 – Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.

100 – C.T.C., măsurare cote importante.

2.5. Alegerea mașinilor-unelte și a S.D.V.- urilor.

Pentru operațiile de strunjire se alege un strung universal SN 400×1500.

Caracteristicile tehnice principale ale strungului universal SN 400×1500, se prezintă în tabelul de mai jos:

Principalele tipuri de cuțite de strung pentru exterior se prezintă în figura 2.3.

Fig. 2.3 Tipuri de cuțite de strung pentru exterior

Principalele tipuri de cuțite de strung pentru interior se prezintă în figura 2.4.

Fig. 2.4 Tipuri de cuțite de strung pentru interior

Din tabelul (10.10), pag. 226, [11], se alege mașina de rectificat interior ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul de mai jos:

Din tabelul (10.5), pag.225[11], se alege mașina de mortezat, Maag, având următoarele caracteristici tehnice principale:

2.6. Proiectarea regimurilor de așchiere.

Calculul regimurilor de așchiere se face după metodele de calcul din [11], pentru următoarele 5 operații de așchiere :

strunjire degroșare;

strunjire finisare;

găurire;

mortezare canal de pană;

rectificare rotundă interioară;

a) Strunjire – degroșare

Materialul de prelucrat OL 50.

D1= 415 mm, diametrul piesei înainte de prelucrare

Dp= 407 mm, diametrul piesei prelucrate

adâncimea de așchiere la strunjirea longitudinală, t(mm):

tL = = 4 mm

numărul de treceri nt:

nt = 2

adaosul de prelucrare, ap(mm):

ap = 2 mm = t

Se impune obținerea unei rugozități de 6,3 μm, strunjirea se execută pe un strung SN 400×1500, cu un cuțit armat cu plăcuță din carburi metalice, P10 (grupa de utilizare), având ж=600; жs=150; rε=1 mm, fața de degajare plană cu γ=00 și secțiune transversală a corpului cuțitului ς=20×20 mm2.

avansul pentru strunjirea de degroșare, se ia din tabelul (2.30), pagina 62:

sL = sT = 1,3 mm/rot,

avans ce se poate realiza la strungul SN 400×1500, tabelul (1.30).

viteza economică de așchiere, se calculează cu formula:

[m/min] (1.3)

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.(2.4)[10]pag.65 pentru oțel carbon cu HB = 163

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(2.4)[11]

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(2.3)[11]pag.62

t = 2 mm – adâncimea de așchiere

s = 1,3 mm/rot – avansul de așchiere

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

k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare

Cuțit 20 x 20 mm2 : ASecțiune transversală = 400 mm2 =0,08 – pentru oțel

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale

tab.(2.4)[11]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

tab.(2.6)[11]

unde: φ= 0,3 – exponent funcție de materialul cuțitului P10

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

tab.(2.7)[11]

unde: a = 10

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

tab.(2.9)[11]

unde: μ= 0,1 – pentru degroșare

k5 = 0.85; tab.(2.11)[11]

k6 = 1; tab.(2.12)[11]

k7 = 1; oțel fără țunder

k8 = 1 ; pentru forma plană a suprafeței de degajare

kv = 0,968 0,9173 0.9641 0,933 1 1 1 1 1 = 0.6789

Viteza de așchiere va fi :

Se calculează turația piesei:

Se recomandă n 800, pentru degroșare.

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

n = 96 rot/min, turație aleasă din gama M.U.

Recalcularea vitezei reale:

viteza de avans vf = n s = 96 1.3 = 124.8 mm/min

Se calculează forțele de așchiere tangențială, respectiv radială cu formulele:

Fz= [daN] (1.6)

Fy= [daN] (1.7)

CFz, CFy, coeficienți dați în tabelul (1.18), funcție de materialul de prelucrat:

CFz= 27.9; CFy=0,0027;

xFz, xFy, yFz, yFy, exponenți funcție de materialul de prelucrat, dați în tabelul (2.19):

xFz=1; xFy=0,9; yFz=0,75; yFy=0,75;

nz, ny, exponenți funcție de materialul de prelucrat, tabelul (2.20):

nz= 0,35; ny= 2;

Coeficienții globali de corectare a forțelor de așchiere KFz, KFy, se determină cu relațiile:

KFz= KnzKҗzKrzKhzKγz (1.8)

KFy= KnyKҗyKryKhyKγy (1.9)

unde:

Knz, Kny, coeficienți de corecție funcție de materialul de prelucrat, tabelul (2.21)

Knz= Kny=1;

Kҗz, Kҗy, coeficienți de corecție funcție de unghiul de atac principal, tabelul (2.22)

Kҗz=0,98; Kҗy=0,71;

Krz, Kry, coeficienți funcție de raza de rotunjire de la vârf, tabelul (2.23)

Krz=

Krz=

Kγz, Kγy, coeficienți funcție de unghiul de degajare, tabelul (2.24)

Kγz=1; Kγy=1;

Khz, Khy, coeficienți funcție de uzura pe fața de așezare, tabelul (2.25)

Khz=0,98; Khy=0,82;

KFz=1 0,98 0,933 1 0,98 = 0,896

KFy=1 0,71 0,8122 1 0,82 = 0,4728

Se obțin componentele forței de așchiere:

Fz = 27.9 21 1,30,75 1630,35 0,896 = 362.96 daN

Fy = 0,0027 20,9 1,30,75 1632 0,4728 = 77.055 daN

Puterea de așchiere se calculează cu:

Pa= [kw] (2.10)

Pa=kw

Se consideră mașina unealtă are randamentul η=0,7, astfel se verifică puterea motorului:

PMu η = 11 0,7 = 7.7 kw

Pa ≤ PMu η

Momentul de torsiune rezultant, se calculează cu:

Mt = [daNm]

Mt = daN m

b) Strunjire – finisare

Materialul de prelucrat OL 50.

D1= 407 mm, diametrul piesei înainte de prelucrare

Dp= 406 mm, diametrul piesei prelucrate

adâncimea de așchiere la strunjirea longitudinală, t(mm):

tL = = 0.5 mm

numărul de treceri nt:

nt = 1

adaosul de prelucrare, ap(mm):

ap = 0.5 mm = t

Se impune obținerea unei rugozități de 3.2 μm, strunjirea se execută pe un strung SN 400×1500, cu un cuțit armat cu plăcuță din carburi metalice, P10 (grupa de utilizare), având ж=600; жs=150; rε=1 mm, fața de degajare plană cu γ=00 și secțiune transversală a corpului cuțitului ς=20×20 mm2.

avansul pentru strunjirea de degroșare, se ia din tabelul (2.30), pagina 62:

sL = sT = 0.375 mm/rot,

avans ce se poate realiza la strungul SN 400×1500, tabelul (1.30).

viteza economică de așchiere, se calculează cu formula:

[m/min] (1.3)

unde:

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

Cv = 267; xv = 0,18; yv = 0,35; n=1,75;

tab.(2.4)[10]pag.65 pentru oțel carbon cu HB = 163

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(2.4)[11]

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(2.3)[11]pag.62

t = 2 mm – adâncimea de așchiere

s = 1,3 mm/rot – avansul de așchiere

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

k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare

Cuțit 20 x 20 mm2 : ASecțiune transversală = 400 mm2 =0,08 – pentru oțel

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale

tab.(2.4)[11]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

tab.(2.6)[11]

unde: φ= 0,3 – exponent funcție de materialul cuțitului P10

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

tab.(2.7)[11]

unde: a = 10

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

tab.(2.9)[11]

unde: μ= 0,2 – pentru finisare

k5 = 0.85; tab.(2.11)[11]

k6 = 1; tab.(2.12)[11]

k7 = 1; oțel fără țunder

k8 = 1 ; pentru forma plană a suprafeței de degajare

kv = 0,968 0,9173 0.9641 0,8705 1 1 1 1 1 = 0.6334

Viteza de așchiere va fi :

Se calculează turația piesei:

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

n = 150 rot/min, turație aleasă din gama M.U.

Recalcularea vitezei reale:

viteza de avans vf = n s = 150 0,375 = 53,25 mm/min

Se calculează forțele de așchiere tangențială, respectiv radială cu formulele:

Fz= [daN] (1.6)

Fy= [daN] (1.7)

CFz, CFy, coeficienți dați în tabelul (1.18), funcție de materialul de prelucrat:

CFz= 27.9; CFy=0,0027;

xFz, xFy, yFz, yFy, exponenți funcție de materialul de prelucrat, dați în tabelul (2.19):

xFz=1; xFy=0,9; yFz=0,75; yFy=0,75;

nz, ny, exponenți funcție de materialul de prelucrat, tabelul (2.20):

nz= 0,35; ny= 2;

Coeficienții globali de corectare a forțelor de așchiere KFz, KFy, se determină cu relațiile:

KFz= KnzKҗzKrzKhzKγz (1.8)

KFy= KnyKҗyKryKhyKγy (1.9)

unde:

Knz, Kny, coeficienți de corecție funcție de materialul de prelucrat, tabelul (2.21)

Knz= Kny=1;

Kҗz, Kҗy, coeficienți de corecție funcție de unghiul de atac principal, tabelul (2.22)

Kҗz=0,98; Kҗy=0,71;

Krz, Kry, coeficienți funcție de raza de rotunjire de la vârf, tabelul (2.23)

Krz=

Krz=

Kγz, Kγy, coeficienți funcție de unghiul de degajare, tabelul (2.24)

Kγz=1; Kγy=1;

Khz, Khy, coeficienți funcție de uzura pe fața de așezare, tabelul (2.25)

Khz=0,98; Khy=0,82;

KFz=1 0,98 0,933 1 0,98 = 0,896

KFy=1 0,71 0,8122 1 0,82 = 0,4728

Se obțin componentele forței de așchiere:

Fz = 27.9 0,51 0,3750,75 1630,35 0,896 = 35,62 daN

Fy = 0,0027 0,50,9 0,3750,75 1632 0,4728 = 8,7098 daN

Puterea de așchiere se calculează cu:

Pa= [kw] (2.10)

Pa=kw

Se consideră mașina unealtă are randamentul η=0,7, astfel se verifică puterea motorului:

PMu η = 11 0,7 = 7.7 kw

Pa ≤ PMu η

Momentul de torsiune rezultant, se calculează cu:

Mt = [daNm]

Mt = daN m

c) Găurire pe strung

Diametrul de prelucrat, d = 16 mm.

Lungimea de prelucrat, l = 182 mm.

Pentru prelucrarea găurilor cu o lungime l 10D, se alege din STAS 575 – 80, tipul de burghiu din Rp 5, pentru prelucrarea materialului : – oțel OL 42.

Parametri principali ai geometriei părții așchietoare, a burghiului elicoidal, sunt :

unghiul la vârf, 2ж0 =1200, funcție de materialul de prelucrat, conform tabelului (12.11)[11];

unghiul de așezare α0 =100, tabelul (12.11)[11];

durabilitatea economică T = 20 min, tabelul (12.6)[11];

adâncimea de așchiere (pentru găurire în plin), t = d / 2 = 16/2 = 8 mm;

Avansul de așchiere (pentru găurire-n plin), s, mm :

s = Ks Cs D0,6 [mm/rot] (3.1)[11]

unde:

Ks =0,8, coeficient de corecție, funcție de lungimea găurii, pentru l 3D

Cs =0,063, coeficient de avans, tabelul (12.9)[4]

D = 16 mm, diametrul burghiului

s = 0,8 0,063 160,6 = 0,266 mm/rot

se alege avansul s = 0,28 mm/rot

Viteza de așchiere la găurire, vp , m/min :

vp = [m/min] (12.13)[11]

Valorile coeficienților Cv și ale exponenților zv, yv, m, sunt date-n tabelul (12.22)[11].

Pentru s 0,2 mm/rot, se aleg :

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

Coeficientul de corecție Kvp, este produsul coeficienților dați în tabelul (12.23)[11], ce țin seama de factorii ce influențează procesul de burghiere :

Kvp =KMv KTv Klv Ksv (12.9)[11]

unde :

KMv , coeficient funcție de materialul de prelucrat;

KTv , coeficient funcție de raportul durabilității reale și recomandate Tr / T;

Ksv , coeficient funcție de starea oțelului;

Klv , coeficient funcție de lungimea găurii și diametrul de prelucrat;

Toți coeficienții se extrag din tabelul (12.23)[11], având următoarele valori:

KTv = 1; Klv = 0,5; Ksv = 1; KMv = 0,644;

Kvp = 1 0,5 1 0,644 = 0,322

Se calculează viteza de așchiere :

vp =m/min

Turația sculei așchietoare la găurire, n, rot/min :

n=rot/min

Valoarea obținută se pune de acord cu turațiile mașinii–unelte, tabelul (3.22)……..(3.33)[11], pe care se face prelucrarea alegându-se turația imediat inferioară sau superioară dacă nu s-a depășit Δv < 5%.

– se alege n = 120 rot/min, din gama de turații ale mașinii-unelte SN 400×1500.

Se calculează-n continuare viteza reală de așchiere .

vr =m/min

Viteza de avans va avea expresia :

vf = n s = 120 0,28 = 33,6 mm/min

Forța principală de așchiere și momentul la burghiere, se calculează cu formula:

F=CF1 DxF syF HBn [daN] (12.12)[11]

M= CM1 tzF syF HBn [daNcm] (12.13)[11]

Coeficienții și exponenții forței și momentului de așchiere se dau în tabelul(12.38)[11], astfel:

xF = 1,10; yF = 0,7; CF = 65; HB = 143;

xM= 0,78; yM= 0,74; CM= 5,3;

F = 65 161,1 0,280,7 0,84 = 473 daN

M = 5,3 160,78 0,280,74 1,08 = 19,4 daNcm

Puterea la găurire, P, kw :

Pc =kw (12.20)[11]

unde :

Mt , momentul de torsiune la găurire

n, turația burghiului, sau a piesei

Puterea totală – verificarea motorului :

Pc = 0,0236 kw

ηMU =0,85 , randamentul mașinii – unelte SN 400×1500

Pc / ηMU = 0,03 kw PMe = 7,5 kw

d) Mortezare canal de pană

Scula: cuțit de mortezat armat cu plăcuță din oțel rapid

Adâncimea de așchiere, t = 18 mm, lungimea de prelucrat l = 180 mm.

Secțiunea transversală a cuțitului 20×30 mm2, җ=450, җs=100, γ=200, λ=00, R=30 mm, rε=2 mm, se admite uzura hα=2 mm, pe fața de așezare, iar lungimea în consolă a cuțitului este lc= 2,5 l1.

Pentru ж=450 și t=10 mm, în tabelul (4.1) se recomandă valoarea avansului pentru mortezare:

s = 0,75 mm/c.d.

Viteza economică de așchiere ve, se calculează:

ve= [m/min]

Cv, xv, yv, mv, coeficient și exponenți funcție de materialul de prelucrat, felul prelucrării și materialul cuțitului, tabelul (4.4)

T= 240 min, tabelul (1.16), durabilitatea economică a cuțitului de mortezat

Kv, coeficient global de corectare a vitezei de așchiere, se calculează cu relația:

Kv=KTKmKҗKҗsKrKhKςKss (4.2)

unde:

KT, coeficient funcție de durabilitatea sculei, tabelul (4.5)

Km, coeficient funcție de materialul de prelucrat, tabelul (4.5)

Kҗ, coeficient funcție de unghiul de atac principal җ, tabelul (4.5)

Kҗs, coeficient funcție de unghiul de atac secundar җs, tabelul (4.5)

Kr, coeficient funcție de raza de rotunjire r a sculei, tabelul (4.5)

Kh, coeficient funcție de uzura pe fața de așezare, tabelul (4.5)

Kς, coeficient funcție de secțiunea capului cuțitului, tabelul (4.5)

Kss, coeficient funcție de starea suprafeței semifabricatului, tabelul (4.5)

KT= 0,81; Km=1; Kҗ=1; Kҗs=0,97;

Kr=0,94; Kh=1; Kς=0,93; Kss=1;

Kv= 0,81 1 1 1 097 1 0,93 1 = 0,7307

Avansul ales se corectează cu un coeficient Ks, unde:

Ks = 1,2 1,15 0,9 1 = 1,242 (4.2)

s = 0,75 1,242 = 0,9315 mm/c.d.

Cv= 20,2; xv=0; yv=0,66; mv=0,25;

Viteza economică de așchiere va fi:

ve=m/min

Lungimea cursei l, se calculează:

l= L+Li+Le [mm] (4.3)

unde: L= 180 m

Li+Le= 35 mm, tabelul (4.3), depășirea cuțitului la morteză

l = 35 + 180 = 215 mm

Numărul de curse duble pe minut:

ncd= [c.d./min] (4.4)

unde:

nlg, raportul dintre viteza de lucru și cea de mers în gol, nlg=0,8

ncd = c.d./min

Din cartea mașinii, se alege ncd = 14 c.d./min.

Viteza de așchiere efectivă va fi:

va= m/min

Se calculează forța principală de așchiere:

Fz= [daN] (4.7)

CFz, xFz, yFz, coeficient și exponenți în funcție de materialul de prelucrat, felul prelucrării și materialul sculei, tabelul (4.6)

CFz=214; xFz=1; yFz=1;

KFz, coeficient de corectare a forței de așchiere

KFz= KmzKҗzKrzKhzKγz (4.9)

Valorile coeficienților Kmz, Kҗz, Krz, Khz, Kγz, date-n tabelul (4.7) astfel:

Kmz= 0,88; Kҗz=1; Krz=0,96;

Khz=1; Kγz=1;

KFz=0,8810,9611= 0,8448

Forța de așchiere principală va fi:

Fz= 214 181 0,93151 0,8448 = 3031,26 daN

Puterea de așchiere la mortezare:

Pa= [kw] (1.10)

Pa= kw

Se cunoaște puterea mașinii de mortezat, Maag:

PM= 5,5 kw; cu randamentul η=0,8

kw ≤ PMe

e) Rectificare rotundă interioară

Materialul de prelucrat OL 42.

dp= 65 mm, diametrul alezajului piesei de prelucrat

L= 180 mm, lungimea alezajului

În tabelul (6.6), pentru dp=65 mm, se alege adaosul de prelucrare ap=0,75 mm/diametru, deci adaosul de prelucrare radial va fi a = 0,375 mm.

Din tabelul (6.7) și (6.8), se aleg dimensiunile pietrei abrazive:

Dd = 50 mm, diametrul pietrei abrazive

B = 50 mm, lățimea pietrei abrazive

Pentru piatra abrazivă aleasă, din tabelul (6.9), se determină viteza periferică a discului abraziv:

vd = 30 m/s

Se calculează turația discului abraziv, cu relația:

nd=rot/min

În tabelul (6.10), se găsește avansul de pătrundere:

sp = 0,012 mm/c.d.

Pentru calculul avansului longitudinal, la dp/L=65/180=0,36, se apreciază din tabelul (6.11), coeficientul la rectificarea rotundă interioară β = 0,40.

Se calculează cu (6.1), avansul longitudinal:

sL= βB = 0,40 50 = 20 mm/rot

Viteza periferică a piesei, se obține din tabelul (6.12), și are valoarea:

vp= 31 0,9 = 27,9 m/min

Turația piesei, în acest caz este:

np= rot/min

Se obține astfel numărul de treceri.

nt= treceri

Se calculează forța de așchiere, cu relația (6.4):

Fz= CF vp0,7 sL0,7 sp0,6 [daN]

CF = 2,1 pentru material oțel OL 42;

Fz = 2,1 27,90,7 200,7 0,0120,6 = 12,37 daN

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

Pd =kw

Puterea necesară pentru antrenarea piesei, se calculează cu aceeași formulă, însă vd se înlocuiește cu vp:

Pp =kw

Avem: Pmot.antr.disc.= 3,5 kw

Pmot.antr. piesă= 0,5 kw

Pentru o mașină de găurit WMW SJ 125×175.

2.7. Calculul normei tehnice de timp.

Relațiile de calcul ale normei tehnice de timp se extrag din [10], volumul 1 și 2.

a) Strunjire – degroșare

Timpul de bază tb, se determină cu relația (3.12)[10], având în vedere și schița din figura de mai jos:

Fig. 2.5 Strunjire degroșare

tB= [min]

Avem:

n = 96 rot/min, turația piesei;

s = 1,3 mm/rot, avansul;

vs = n x s = 124,8 mm/min, viteza de avans;

l = 145 mm, lungimea suprafeței prelucrate;

t= 2 mm, adâncimea de așchiere;

tb= min

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(3.68):

Timpul de deservire tehnică, tdt,: tab.(3.79)

Timpul de deservire organizatorică, tdo,: tab.(3.79)

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, : tab.(3.80)

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi : tab.(3.65)

Tpi = 18 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la strunjire degroșare:

min

a) Strunjire – finisare

Timpul de bază tb, se determină cu relația (3.12)[10], având în vedere și schița din figura de mai jos:

Fig. 2.6 Strunjire finisare

tB= [min]

Avem:

n = 150 rot/min, turația piesei;

s = 0,375 mm/rot, avansul;

vs = n x s = 56,25 mm/min, viteza de avans;

l = 150 mm, lungimea suprafeței prelucrate;

t= 0,5 mm, adâncimea de așchiere;

tb= min

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(3.68):

Timpul de deservire tehnică, tdt,: tab.(3.79)

Timpul de deservire organizatorică, tdo,: tab.(3.79)

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, : tab.(3.80)

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi : tab.(3.65)

Tpi = 18 min

Lotul de piese: n =10 buc.

Norma de timp la strunjire finisare:

min

c) Găurire pe strung

Date inițiale :

d = 16 mm;

l = 182 mm;

n = 120 rot/min;

s = 0,28 mm/rot.

Timpul de bază, tb, tabelul (7.2), va fi:

min

Unde: l = 182 mm

l1 = = 6,5 mm

l2 =(0,5……4) = 2,5 mm

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, : tab.(7.50)

Timpul de deservire tehnică, tdt, : tab.(7.54)

Fig. 2.7 Găurire pe strung

Timpul de deservire organizatorică, tdo : tab.(7.54)

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, : tab.(7.55)

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi : tab.(7.1)

Tpi = 19 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la găurire pe strung :

min

d) Mortezare canal de pană

n= 14 c.d./min, numărul de curse duble

s= 0,9315 mm/c.d., avansul pe cursă dublă

Lățimea canalului este egală cu lățimea cuțitului:

b=18 mm

Timpul de bază se calculează cu relația de mai jos, cu raportare la figura 2.8:

tb= min

unde:

h= 4,4 mm, adâncimea canalului

h1=2 mm, distanța de intrare a cuțitului

Fig. 2.8 Mortezare canal de pană

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, : tab.(8.18)

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(8.28)

Timpul de deservire organizatorică, tdo, : tab.(8.28)

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, : tab.(8.29)

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi, : tab.(8.2)

Tpi = 11+6+0,56=20 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la mortezare :

min

e) Rectificare rotundă interioară

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (10.15), și având în vedere schița de calcul de mai jos:

Fig. 2.9 Rectificare rotundă interioară

tb =min

Pentru rectificarea cu ieșirea liberă a discului:

L= l – (0,2…..0,4) B= 180 mm

Coeficientul ‘’k’’, pentru finisare, k= 1,3……1,6.

Timpul de pregătire încheiere, Tpi,: tab.(10.14)

Tpi = 9 + 10 + 10 + 1 = 30 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta,: tab.(10.19)

ta = ta1 + ta2 + ta5 = 0,26 + 0,11 +0,55 = 0,92 min

Timpul de deservire tehnică, tdt,: tab. (10.9)

tdt == 5,46 min

Durabilitatea discului abraziv, T = 2,5 min

Timpul de deservire organizatorică, tdo,: tab.(10.23)

Timpul de odihnă și necesități firești, ton,: tab.(10.24)

Norma de timp la rectificare rotundă interioară:

min