Studiu Aspra Unui Laminor

Cuprins

Capitolul I

PREZENTAREA LAMINORULUI DE TABLĂ. ………………………………….4

1.1 Laminare. Generalități. ……………………………………………………….4

1.2 Utilaje pentru laminare. ………………………………………………………5

1.3 Construcția și funcționarea

laminorului de tablă. ………………………………………………………………7

Capitolul II

PROIECTAREA LAMINORULUI DE TABLĂ. …………………………………11

2.1 Alegerea motorului electric de antrenare. ………………………………11

2.2 Calculul cinetostatic al transmisiilor

laminorului de tablă. …………………………………………………………….13

2.3 Calculul cuplajelor elastice cu bolțuri. …………………………………..15

2.4 Calculul angrenajelor dințate cilindrice

exterioare. …………………………………………………………………………18

2.5 Determinarea forțelor nominale din angrenajul cilindric

cu dinți drepți. …………………………………………………………………….28

2.6 Proiectarea arborilor. ……………………………………………………….30

Capitolul III

TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A PIESEI „ARBORE”. ……………………35

3.1 Analiza constructiv – tehnologică a

piesei „Arbore”. ………………………………………………………………….35

3.2 Alegerea semifabricatului. …………………………………………………38

3.3 Stabilirea itinerariului tehnologic. ………………………………………..40

3.4 Calculul adaosurilor de prelucrare, determinarea

dimensiunilor intermediare. ……………………………………………………44

3.5 Alegerea mașinilor unelte și a S.D.V.-urilor. ……………………………47

3.6 Calculul regimurilor de așchiere pentru

4 operații alese. …………………………………………………………………..49

3.7 Calculul normelor tehnice de timp pentru

operațiile de așchiere. …………………………………………………………..56

CAPITOLUL IV

CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE AL

LAMINORULUI DE TABLĂ. …………………………………………………….62

4.1 Calculul costului de fabricație

al piesei „arbore” ………………………………………………………………..62

4.2 Calculul costului de fabricație al

ansamblului „laminor de tablă” ……………………………………………….65

BIBLIOGRAFIE. …………………………………………………………………..68

=== Studiu aspra unui laminor ===

Cuprins

Capitolul I

PREZENTAREA LAMINORULUI DE TABLĂ. ………………………………….4

1.1 Laminare. Generalități. ……………………………………………………….4

1.2 Utilaje pentru laminare. ………………………………………………………5

1.3 Construcția și funcționarea

laminorului de tablă. ………………………………………………………………7

Capitolul II

PROIECTAREA LAMINORULUI DE TABLĂ. …………………………………11

2.1 Alegerea motorului electric de antrenare. ………………………………11

2.2 Calculul cinetostatic al transmisiilor

laminorului de tablă. …………………………………………………………….13

2.3 Calculul cuplajelor elastice cu bolțuri. …………………………………..15

2.4 Calculul angrenajelor dințate cilindrice

exterioare. …………………………………………………………………………18

2.5 Determinarea forțelor nominale din angrenajul cilindric

cu dinți drepți. …………………………………………………………………….28

2.6 Proiectarea arborilor. ……………………………………………………….30

Capitolul III

TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A PIESEI „ARBORE”. ……………………35

3.1 Analiza constructiv – tehnologică a

piesei „Arbore”. ………………………………………………………………….35

3.2 Alegerea semifabricatului. …………………………………………………38

3.3 Stabilirea itinerariului tehnologic. ………………………………………..40

3.4 Calculul adaosurilor de prelucrare, determinarea

dimensiunilor intermediare. ……………………………………………………44

3.5 Alegerea mașinilor unelte și a S.D.V.-urilor. ……………………………47

3.6 Calculul regimurilor de așchiere pentru

4 operații alese. …………………………………………………………………..49

3.7 Calculul normelor tehnice de timp pentru

operațiile de așchiere. …………………………………………………………..56

CAPITOLUL IV

CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE AL

LAMINORULUI DE TABLĂ. …………………………………………………….62

4.1 Calculul costului de fabricație

al piesei „arbore” ………………………………………………………………..62

4.2 Calculul costului de fabricație al

ansamblului „laminor de tablă” ……………………………………………….65

BIBLIOGRAFIE. …………………………………………………………………..68

Capitolul I

PREZENTAREA LAMINORULUI DE TABLĂ

1.1 LAMINARE. GENERALITĂȚI

Laminarea este procedeul de prelucrare prin deformare plastică la cald sau la rece prin care materialul este forțat să treacă printre doi cilindri în mișcare de rotație.

Utilajul întrebuințat se numește laminor, procesul de deformare este numit laminare, iar produsele laminate.

Laminarea se poate efectua cu cilindri netezi în cazul produselor plate sau cu cilindri care au prevăzute caneluri inelare, numite calibre, pentru obținerea laminatelor profilate.

Semifabricatul de la care se pleacă pentru obținerea produselor laminate este lingoul. Prin laminare pot fi obținute produse intermediare din care parte din ele se întrebuințează pentru forjare, iar cea mai mare parte pentru obținerea laminatelor finite.

Din prima categorie fac parte : blumurile, bramele, țaglele și platinele, iar din cea de a doua categorie : tablele, barele, profilele, sârmele și țevile.

Caracteristicile produselor laminate intermediare și a destinației lor sunt prezentate în STAS 136 – 98 și STAS 6791 – 93.

Tablele funcție de grosime se împart în trei categorii:

table groase care au o grosime mai mare de 4,75 mm;

table mijlocii cu grosimi între 3 … 4,75 mm;

table subțiri cu grosimea sub 3 mm.

Tablele sunt standardizate conform STAS 5948 – 93, profilele și barele laminate se standardizează conform STAS 5950 – 95.

Sârma este acel produs laminat care se livrează în colaci având secțiuni de forme geometrice diferite. Dimensiunea minimă care se poate obține prin laminare este de 0,5 mm (STAS 563 – 96).

Țevile laminate sunt produse tubulare cu diametre și grosimi de pereți diferite (STAS B-14).

a) Laminarea la cald

Prima operație de laminare la cald a lingourilor de oțel se efectuează pe un laminor bluming, numit și laminor degrosisor. Blumingurile sunt de obicei laminoare duo reversibile, cu diametrul cilindrilor cuprins între 600 … 1350 mm. Pentru că prelucrarea la bluming reprezintă prima acțiune de deformare plastică a lingoului, ea se face în trepte mici de reducere, cu reîncălziri repetate.

Nu este ceva neobișnuit dacă pentru un lingou mare din oțel aliat, pentru a fi blumuit sunt necesare chiar 25 de treceri.

Pentru laminarea unor profile grele se pot utiliza blumurile sau bramele, iar pentru profile ușoare, țaglele. Țaglele necesare la dimensiunile cerute se obțin din relaminarea blumurilor la un laminor de țagle de tip trio.

După aceste operații, țaglele pot fi laminate pe laminoare finisoare pentru obținerea barelor rotunde, hexagonale și alte forme.

Laminarea tablelor groase se efectuează într-un laminor liniar cu două caje, prima fiind o cajă degrosisoare, iar cea de a doua finisoare.

În general, tabla groasă se laminează din brame. Lingourile sunt utilizate numai pentru laminarea tablelor foarte grele.

Uneori, un asemenea laminor pentru tablă groasă este dotat cu o cajă suplimentară pentru refularea marginilor.

Numărul de treceri, precum și sistemul de laminare adoptat depind de materia primă (lingou sau bramă), calitatea oțelului, forma geometrică a materialului și grosimea finală a tablei.

Laminarea la cald a benzilor se face pe laminoare continue. Materialul (oțelul) este încălzit până la cea. 1200 0C, este trecut printr-un tren degrosisor format din patru până la șapte caje și apoi într-un tren finisor format din patru până la opt caje.

Cajele quatro finisoare sunt dotate și cu cilindri verticali pentru controlul lățimii benzii.

În timpul laminării la cald se răspândesc jeturi puternice de apă pentru desprinderea țunderului (strat de oxid).

b) Laminarea la rece

Laminarea la rece este utilizată pentru producerea tablelor subțiri și a benzilor cu un grad superior de finisare a suprafețelor și toleranțe mai strânse în comparație cu laminarea la cald. Gradul de ecruisare care se obține conduce la mărirea rezistenței produsului. Prin acest procedeu se laminează atât aliaje neferoase cât și tablă de oțel.

Semifabricatul de la care se pornește laminarea la rece a oțelului se prezintă sub formă de role de tablă decapată, obținută prin laminare la cald pe un laminor continuu.

Pentru laminarea la rece se folosesc laminoare continue quatro (sau cu mai mulți cilindri) de mare viteză, cu mai multe caje dispuse linear. Viteza de lucru a unui laminor continuu format din cinci caje poate atinge pînă la 1800 m/min.

Se mai obișnuiește ca la laminarea tablei destinate ambutisării, după ce s-a încheiat laminarea la cald, să se efectueze câteva treceri la rece pentru a da o mică deformare în aceste condiții. Astfel tabla se ecruisează ușor și prin aceasta se elimină deformarea ei neomogenă în timpul prelucrărilor ulterioare.

1.2 UTILAJE PENTRU LAMINARE

Principalele criterii după care se clasifică laminoarele sunt :

metalul sau aliajul prelucrat (laminoare pentru otel, Cu, Zn, Al etc.);

temperatura de lucru (laminoare pentru prelucrare la cald și la rece);

sensul de rotație al cilindrilor de lucru (laminoare ireversibile și laminoare reversibile);

dispoziția cilindrilor în cajă și construcție (laminoare cu cilindrii orizontali, cu cilindrii verticali, cu cilindrii dispuși oblic) ;

după sistemul de organizare a cajelor.

În figura 1.1 se prezintă câteva tipuri de laminoare, clasificate după numărul de cilindri: laminor duo, trio și quatro.

Fig.1.1 Tipuri de laminoare

Părțile principale care compun un laminor (fig. 1.2) sunt:

caja de laminare formată din cadrele 1;

cilindrii de laminare 2;

barele de cuplare 3, care transmit mișcarea de la reductor la cilindrii de lucru;

reductorul de acționare al laminorului 4;

motorul de antrenare 5.

Cilindrii de lucru a laminoarelor pot fi împărțiți în două mari categorii:

cilindrii netezi, utilizați la laminarea tablelor;

cilindrii canelați utilizați mai ales la laminarea barelor si profilelor.

Oricare cilindru se compune din trei părți:

partea de lucru;

fusurile de rezemare în lagăre;

antrenorul prin care are loc transmiterea mișcării de la barele de cuplare.

Cilindrii pot fi confecționați din diverse materiale: fontă turnată, fontă sau oțel forjat, oțeluri aliate cu crom, crom-nichel etc.

Fig.1.2 Părțile principale ale unui laminor

1.3 CONSTRUCȚIA ȘI FUNCȚIONAREA LAMINORULUI DE TABLĂ

Schema cinematică de principiu a laminorului de tablă se prezintă în figura 1.3, notându-se următoarele părți componente principale:

1. – suport laminor;

2. – motor electric de acționare (asincron trifazat);

3. – cuplaj elastic cu bolțuri I;

4. – reductor intermediar;

5. – cuplaj elastic cu bolțuri II;

6. – lagăre de rostogolire;

7. – roți dințate reductor intermediar;

8. – pinion (m=10; z=18);

9. – roată dințată (m=10; z=102);

10. – roată dințată (m=14; z=17);

11. – roată dințată (m=14; z=20);

12. – cilindru de laminare conducător;

13. – cilindru de laminare condus;

14. – apărătoare;

15. – lagăre de alunecare.

Fig. 1.3 Schema cinematică a laminorului de tablă

Fig. 1.4 Secțiune prin cilindrii de laminare

În fig.1.4 se prezintă o secțiune prin cilindrii de laminare, s-au notat următoarele părți componente principale:

16. – arbore filetat;

17. – manivelă de acționare arbore filetat;

18. – disc gradat;

19. – semilagăr;

20. – corp lagăr față stânga – dreapta;

21. – corp lagăr spate stânga – dreapta;

22. – cilindru de laminare conducător;

23. – cilindru de laminare condus;

24. – țevi de răcire.

Motorul electric de antrenare 1 este legat de reductorul intermediar 4 printr-un cuplaj elastic cu bolțuri tip CEB4N – C35/C42 – OT60 (cuplaj elastic cu bolțuri varianta N, mărimea 4, diametrele capetelor de arbori Φ35, respectiv Φ42, materialul cuplajului OT60).

Arborele de ieșire din reductorul intermediar 4 este legat de arborele Φ25 pe care se montează roata dințată 8, printr-un cuplaj elastic cu bolțuri tip CEB6N – C60/C70 – OT60 (cuplaj elastic cu bolțuri varianta N, mărimea 6, diametrele capetelor de arbori Φ60, respectiv Φ70, materialul cuplajului OT60).

Reductorul intermediar 4 este un reductor cu roți dințate cilindrice cu dinți drepți, în două trepte, cu două axe geometrice, raportul de transmitere total fiind iR = ir1 ir2 = 4 4,5 = 18.

Arborele 25, pe care se montează pinionul 8, se montează în lagărele de rostogolire 6 – rulmenți radiali cu bile 6218, STAS 3041 (Φ160/ Φ90×30).

Pinionul 8 (m=10; z=18) acționează roata dințată 9 (m=10; z=102) care este montată pe cilindrul de laminare conducător 12, la celălalt capăt al cilindrului de laminare conducător 12 fiind montată roată dințată 10 (m=14; z=17), care angrenează la rândul său cu roata dințată 11 (m=14; z=20) montată pe cilindrul de laminare condus 13.

Cilindrii de laminare conducător 12 și condus 13 sunt montați în lagăre radiale de alunecare – bucșe de bronz.

Se face o secțiune prin cilindrii de laminare (figura 1.4), se observă că lagărele de alunecare corespunzătoare cilindrilor de laminare sunt montate în corpul lagăr față stânga – dreapta 20, respectiv corpul lagăr spate stânga – dreapta 21.

Realizarea jocului admis dintre cilindrii de laminare, funcție de grosimea tablei care se dorește a fi laminată se poate realiza prin deplasarea axială a corpului lagăr față stânga – dreapta 20 (care este reglabil).

Acționând de manivela 17 montată la capătul arborelui filetat 16, se realizează deplasarea axială a corpului lagăr față stânga – dreapta 20.

Legătura dintre arborele filetat 16 și corpul lagăr față stânga – dreapta 20, se face prin semilagărul 19, montat pe capătul arborelui filetat 16 (opus manivelei de acționare 17).

Reglajul distanței dintre cei doi cilindri de laminare se poate face cu precizie de 0,5 mm utilizând discul gradat 18.

Capitolul II

PROIECTAREA LAMINORULUI DE TABLĂ

2.1 ALEGEREA MOTORULUI ELECTRIC DE ANTRENARE

Se determină parametrii cinematici și dinamici la arborele de intrare (conducător) al mașinii de lucru, pe care trebuie să-i preia arborele de ieșire al transmisiei motoare (T.M.)(de obicei reductor) și anume:

puterea rezistentă, Pr [kW];

viteza unghiulară, ωr [s-1];

momentul rezistent corespunzător, Mr [Nmm], va fi:

Mr = [Nmm] (0.1)[1]

În ipoteza că se prescrie turația nr [rot/min], ωr se calculează cu formula:

ωr = [s-1] (0.2)[1]

Pentru a determina parametrii corespunzători la intrarea în T.M. care trebuie să fie asigurați de motorul de antrenare se aplică formulele:

Pm [kW] (0.3)[1]

ωm = iωr [s-1] (0.4)[1]

nm = [rot/min] (0.5)[1]

Mm = Mri sau Mm = [Nmm] (0.6)[1]

Mărimile Pm și nm astfel calculate se rotunjesc la valorile date în cataloagele de motoare electrice, sau în standarde și se alege motorul electric corespunzător cu toate datele sale, din tabelul (0.4)[1], pentru motoarele asincrone trifazate (ASI), iar elementele de gabarit corespunzătoare din tabelul (0.5)[1] pentru construcția cu tălpi, respectiv cu flanșă.

Pm kW

ωm = 18 8,377 = 150,8 s-1

nm = rot/min

Mm = Nmm

Unde:

i = iR1 iR2 = 4 4,5 = 18

Kr = 1,7, coeficient dat în tabelul (0.3)[1], ce ține seama de regimul de funcționare al mașinii de lucru.

Se alege din tab.(0.1)[1], un motor ASI 160L – 42 – 4, asincron trifazat cu rotorul în scurt circuit, de uz general, la care tipul motorului este simbolizat prin trei litere:

A – asincron trifazat;

S – cu rotorul în scurtcircuit;

I – în construcție închisă;

două (trei cifre), ce indică înălțimea axei arborelui în (mm), față de planul tălpilor de fixare;

o literă, ce dă gabaritul;

2 cifre, linie și o altă cifră, ce exprimă diametrul arborelui în (mm) și respectiv numărul de poli.

Schema de principiu a motorului electric, cu principalele dimensiuni de gabarit puse în evidență se prezintă în figura 2.1.

Fig. 2.1 Motor electric asincron trifazat, construcție cu tălpi

Se extrag caracteristicile motorului electric ales, din tabelul (0.4)[1]:

Dimensiunile de gabarit ale motoarelor asincrone cu rotorul în scurtcircuit (mm), din seria unitară, construcție cu tălpi, se extrag din tab.(0.5)[1].

2.2 CALCULUL CINETOSTATIC AL TRANSMISIILOR LAMINORULUI DE TABLĂ

În general, transmisiile mecanice se obțin prin legarea în serie a unor mecanisme, cu rapoarte de transmitere parțiale „i” și randamente mecanice parțiale „ηi”, deci raportul total de transmitere „i” și randamentul total „η” al transmisiei se determină cu relațiile :

(3.15)[1]

(3.16)[1] în care cu „k” s-a notat numărul de mecanisme înseriate, ce sunt parcurse de fluxul de energie mecanică. Date inițiale: P1=Pmot [kW] , ω1=ωmot [rot/min].

Pentru a realiza calculul de rezistență al unei transmisii mecanice este necesar să se determine distribuția puterii Pj , momentelor de transmisie Mj , a vitezelor unghiulare j si a turațiilor nj pe arborele transmisiei cu relațiile:

(3.17)[1]

(3.18)[1]

(3.19)[1]

(3.20)[1]

Calculele se încep făcând j=1, pentru care : P1=Pm , ω1=ωm și n1=nm și se încheie cu ultimul arbore „k”, pentru care se determină parametrii cinematici și dinamici asigurați la arborele de ieșire al transmisiei care antrenează mașina de lucru.

Randamentele mecanice parțiale „ηj” (orientative) se extrag din tab. (0.2) [1].

arborele motorului electric (1) – de intrare în reductor:

puterea (P) P1 = 15 kw

turația (n) n1 = 1440 rot/min

viteza unghiulară (ω) ω1=rad/s

moment de torsiune (Mt) Mt1 =Nmm

arborele intermediar din reductor (2):

P2 = P1 η1 = 15 0,975 = 14,625 kw

n2 = rot/min

ω2=rad/s

Mt2 =Nmm

arborele de ieșire din reductor (3):

P3 = P2 η2 = 14,625 0,975 = 14,26 kw

n3 = rot/min

ω3=rad/s

Mt3 =Nmm

arborele cilindrului de laminare conducător (4):

P4 = P3 η3 = 14,26 0,975 = 13,9 kw

n4 = rot/min

ω4=rad/s

Mt4 =Nmm

arborele cilindrului de laminare condus (5):

P5 = P4 η4 = 13,9 0,975 = 13,55 kw

n5 = rot/min

ω5=rad/s

Mt5 =Nmm

2.3 CALCULUL CUPLAJELOR ELASTICE CU BOLȚURI

a) Cuplajul 1, dintre motorul electric și reductor

Se calculează momentul de lucru ML, cu formula:

ML = MCCS [Nm] (10.1) [1]

unde:

CS = CS1 CS2; coeficient de serviciu;

CS1 =1; coeficient ce ține seama de consecințele distrugerii cuplajului, tabelul (10.3) [1];

CS2 =1,55; coeficient ce ține seama de mașina motoare și cea de lucru, pe care le cuplează, tabelul (10.4) [1].

MC= Mt1= 99471,8 Nmm, momentul de torsiune la arborele motorului electric.

Având valoarea momentului de lucru și cunoscând turația cuplajului, se alege din STAS 5982/6-81, mărimea cuplajului și dimensiunile principale ale acestuia.

În figura 2.2 se prezintă un semicuplaj elastic cu bolțuri varianta N.

Fig. 2.2 Semicuplaj elastic cu bolțuri, varianta N

n1 = 1440 rot/min, turația cuplajului

ML = MC CS1CS2 = 154181,3 Nmm = 154,2 Nm

Din [1], tabelul (10.5), se extrag dimensiunile principale ale cuplajului cu bolțuri varianta N, STAS 5982/6-81 și se prezintă în tabelul (2.1):

Tabelul 2.1

Se verifică la solicitarea de strivire manșonul de cauciuc:

σs =MPa ≤ σas

unde:

D1 = 100 mm;

ns = 10 bucăți bolțuri;

d3 = 12 mm;

l6 = l3 – l2 = 22 mm;

σas = 5……7 MPa.

Se verifică la solicitarea de încovoiere bolțurile:

σi =MPa ≤ σai

unde:

j = 3 mm;

σai =90 MPa, pentru OLC 45 – materialul bolțului;

materialul cuplajului elastic – OT 600.

b) Cuplajul 2, dintre reductor și arborele de acționare al cilindrului de laminare conducător

Se calculează momentul de lucru ML, cu formula:

ML = MCCS [Nm] (10.1) [1]

unde:

CS = CS1 CS2 ;coeficient de serviciu;

CS1 = 1; coeficient ce ține seama de consecințele distrugerii cuplajului, tabelul (10.3) [1];

CS2 = 1,55; coeficient ce ține seama de mașina motoare și cea de lucru, pe care le cuplează, tabelul (10.4) [1].

MC = Mt3 = 1702280 Nmm, momentul de torsiune la arborele de ieșire al reductorului, cuplajul face legătura dintre arborele de ieșire din reductor și arborele de acționare al cilindrului de laminare conducător.

Având valoarea momentului de lucru și cunoscând turația cuplajului, se alege din STAS 5982/6-81, mărimea cuplajului și dimensiunile principale ale acestuia.

n1 = 80 rot/min, turația cuplajului

ML = MC CS1CS2 = 2638534 Nmm = 2638 Nm

Din [1], tabelul (10.5), se extrag dimensiunile principale ale cuplajului cu bolțuri varianta N, STAS 5982/6-81 și se prezintă în tabelul (2.2):

Tabelul 2.2

Se verifică la solicitarea de strivire manșonul de cauciuc:

σs =MPa ≤ σas

unde:

D1 = 140 mm;

ns = 12 bucăți bolțuri;

d3 = 26 mm;

l6 = l3 – l2 =30 mm;

σas = 5……7 MPa.

Se verifică la solicitarea de încovoiere bolțurile:

σi =MPa ≤ σai

unde:

j = 4 mm;

σai = 90 MPa, pentru OLC 45 – materialul bolțului;

materialul cuplajului elastic – OT 600.

2.4 CALCULUL ANGRENAJELOR DINȚATE CILINDRICE EXTERIOARE

Algoritmul de calcul al danturilor cilindrice cu dinți drepți, se găsește în [9], tabelul (14.3).

Treapta I – arborele intermediar și cilindrul de laminare conducător

Date inițiale :

– numerele de dinți :

z1 = 18

z1 = 102

– unghiul de înclinare al dintelui :

= 0

– modulul standardizat :

mn = 10

– modulul frontal :

– profilul de referință standardizat :

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

– unghiul profilului în plan frontal :

αt = αn = 20

– distanța dintre axe de referință, aw :

aw = 600 mm

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

– lățimea danturii :

b1 = b2 + (0,5 … 1,5)mn = 130 mm

Parametrii de bază ai angrenajului

– distanța dintre axe, a :

– unghiul de angrenare, αw :

αw = αt = 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 = 180 mm

d2 = mtz2 = 1020 mm

– diametrul de picior, df :

– înălțimea dinților, h:

– scurtarea dinților, h :

unde :

– diametrul de cap, da:

= 200 mm

= 1040 mm

– diametrul de bază, db :

169,144 mm

958,48 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 : αa1(2) – unghiul de presiune la vârful dintelui, calculat anterior

– 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, :

= + =1,69

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,

44,306 > 32,97

– 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;

1,5437 < 38,16 < 53,4

145,2 < 181,8 < 201,76

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 :

2,5 dinți 3 dinți

11,83 dinți 12 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 = 17,362 mm

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

B1 = 255’ =25,0833

B2 = 216’=21,1

– 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 = 186,76 + 17,362 = 204,12 mm

MB2 = 1027,36 + 17,362 = 1044,73 mm

– condiția de măsurare a lungimii, MB

MB1 ≥ da1 ; 204,12 ≥ 200

MB2 ≥ da2 ; 1044,73 ≥ 1040

Treapta II – cilindrul de laminare conducător și cilindrul de laminare condus

Date inițiale :

– numerele de dinți :

z1 = 17

z1 = 20

– unghiul de înclinare al dintelui :

= 0

– modulul standardizat :

mn = 14

– modulul frontal :

– profilul de referință standardizat :

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

– unghiul profilului în plan frontal :

αt = αn = 20

– distanța dintre axe de referință, aw :

aw = 259 mm

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

– lățimea danturii :

b1 = b2 + (0,5 … 1,5)mn = 100 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 = 238 mm

d2 = mtz2 = 280 mm

– diametrul de picior, df :

– înălțimea dinților, h:

– scurtarea dinților, h :

unde :

– diametrul de cap, da:

= 266 mm

= 308 mm

– diametrul de bază, db :

223,65 mm

263,11 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 : αa1(2) – unghiul de presiune la vârful dintelui, calculat anterior

– 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, :

= + =1,535

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,

59,565 > 49,862

– 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;

0,233 < 51,03 < 71,99

6,95 < 58,21 < 80,05

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 :

2,38 dinți 3 dinți

2,72 dinți 3 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 = 24,287 mm

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

B1 = 2516’ =25,2666

B2 = 2439’=24,65

– 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 = 247,306 cos + 24,287 = 270,54 mm

MB2 = 289,5 + 24,287 = 313,78 mm

– condiția de măsurare a lungimii, MB

MB1 ≥ da1 ; 270,54 ≥ 266

MB2 ≥ da2 ; 313,78 ≥ 308

2.5 DETERMINAREA FORȚELOR NOMINALE DIN ANGRENAJUL CILINDRIC CU DINȚI DREPȚI

Treapta I

Date inițiale:

Mt3 = 1702280 Nmm;

Mt4 = 9481582,5 Nmm;

d1= 180 mm;

d2= 1020 mm;

αw =α = 200.

Se vor calcula forțele din angrenajul cilindric cu dinți drepți, având în vedere relațiile din [1], tabelul (2.14), și schema de calcul din figura 2.3:

– forța tangențială, Ft:

– forța radială, Fr:

– forța normală, Fn:

Treapta II

Date inițiale de:

Mt4 = 9481582,5 Nmm;

Mt5 = 10788217 Nmm;

d1= 238 mm;

d2= 280 mm;

αw =α = 200.

Fig. 2.3 Forțele din angrenajul cilindric cu dinți drepți

– forța tangențială, Ft:

– forța radială, Fr:

– forța normală, Fn:

2.6 PROIECTAREA ARBORILOR

Arborii drepți sunt organe de mașini cu axa geometrică rectiliniară, ce susțin piese rotitoare și se sprijină prin intermediul fusurilor în lagărele montate în carcase, sunt solicitați la torsiune și încovoiere. În această etapă se determină diametrul aproximativ al arborelui în “secțiunea caracteristică” situată de regulă pe porțiunea aflată în apropierea lagărului cel mai încărcat al arborelui

Diametrul caracteristic (în ,,secțiunea caracteristică”) și se calculează luând în considerare numai solicitarea principală a arborelui: răsucire, încovoiere sau deformație torsională limitată.

Având determinat diametrul caracteristic al arborelui se stabilește constructiv forma geometrică a sa, ținând seama de dimensiunile pieselor conjugate ( lungimea butucilor pieselor montate pe arbore, dimensiunile lagărelor, ale elementelor de etanșare).

Există și relații empirice orientative care dau:

lungimea părților de calare:

lc = (1,2…2)d (9.2)[1]

lungimea fusurilor pentru rulmenți:

lf = (0,3..1)d (9.3)[1]

lungimea fusurilor pentru lagăre de alunecare:

lfF = (1,8..2,5)d (9.4)[1]

Legătura între tronsoane se face prin raze de racordare, pentru a reduce concentratorii de tensiune.

Date inițiale de calcul pentru arborele ce susține roata dințată de acționare al cilindrului de laminare conducător:

Mt3 = 1702280 Nmm

Pentru a verifica la oboseală arborele, se calculează pentru trasarea diagramelor de echilibru forțele tăietoare respectiv momentul încovoietor.

Se calculează reacțiunile în plan orizontal (H),

∑ (M)1 =0 = Ft1 95 – H2 190

H2 =N = H1

Pentru verificare:

∑ (F)y=0= Ft1 – H1- H2

Se calculează reacțiunile în plan vertical (V),

∑ (M)1 =0 = Fr1 95 – V2190

V2 =N = V1

Fig. 2.4 Diagrama de eforturi – arbore roată condusă

Pentru verificare:

∑ (F)y=0= Fr1 – V1- V2

Se calculează pentru trasarea diagramelor de eforturi, momentul încovoietor :

în plan orizontal (H)

1 – 3, x € (0, 95)

M13 = H1 x, M1 = 0

M3 = H1 95 = 898424,5 Nmm

în plan vertical (V)

1 – 3, x € (0, 95)

M13 = V1 x, M1 = 0

M3 = V1 95 = 327001,4 Nmm

Se observă că momentul încovoietor este maxim în secțiunea 3, figura 2.4:

Mi3 =Nmm

Mt3 = 1702280 Nmm

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

Mred = (7.8)[1]

În această relație variația solicitărilor de încovoiere, este un ciclu alternant simetric, iar variația solicitărilor la torsiune un ciclu pulsator, figura 2.5.

Fig. 2.5 Variația solicitărilor la arborele dimensionat

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

α = (7.9)[1]

Mred =Nmm

Se observă astfel că efortul unitar redus în secțiunea periculoasă 3, va avea valoarea σred:

σred = (7.10)[1]

Se calculează diametrul arborelui, utilizând relația :

d =mm (7.12)[1]

Cu un adaos pentru prezența penelor, arborele se va executa la d1 = 70 mm.

Pentru arborii drepți de uz general, se folosește de obicei materialul OL50, STAS 500/2–80, pentru cazul arborelui calculat se acceptă materialul OLC45, având caracteristicile mecanice similare cu OL50.

Din tabelul (9.8)[1], 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.

Calculul coeficienților de siguranță pentru arbori se face cu ajutorul schematizării Soderberg :

la încovoiere

cσ = tab. (9.7)[1]

la torsiune

cτ = tab. (9.7)[1]

unde:

βkτ, βkσ, coeficienți de concentrare a tensiunilor normale și tangențiale, figura 9.9 – 9.20, [1];

εσ, ετ, coeficienți de mărime (dimensionali), egali între ei, se aleg din figura 2.26, [1];

γσ, γτ, coeficienți tehnologici, egali între ei, se aleg din figura 9.27[1];

σv, τv, amplitudinea ciclului.

σv =Mi / W ; τv = τm = Mt / 2Wp (7.11)[1]

unde:

W – modulul de rezistență axial [mm3]

Wp – modulul de rezistență polar [mm3]

Pentru d =70 mm, pana are dimensiunile :

b = 20 mm;

h = 12 mm;

t1 = 7,5 mm.

Se calculează modulele de rezistență axial și polar :

W = 0,1d3 – mm3

Wp = 0,2d3 – mm3

Se calculează :

σv = σmax=MPa

τv = τm=MPa

Coeficientul de siguranță la încovoiere, pentru ciclul alternant simetric este :

cσ =

Coeficientul de siguranță la răsucire, pentru ciclul pulsator este :

cτ =

Coeficientul de siguranță total, va fi :

c=> cadmisibil

Capitolul III

TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A PIESEI „ARBORE”

3.1 ANALIZA CONSTRUCTIV TEHNOLOGICĂ A PIESEI „ARBORE”

a) Descriere constructivă

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

precizie dimensională, realizare cote Φ110h6, Φ90k5, Φ70h8, 20P9, 28P9;

precizie geometrică, cilindricitate, 0.03 mm, pe lungimea piesei 345;

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

rugozitate impusă Ra = 0,8; respectiv 1,6 (m).

b) Descriere funcțională

Piesa „arbore” face parte din ansamblul „Laminor de tablă”, având rolul unui organ de mașină pe care se montează o roată dințată – intermediară, care transmite mișcarea de la motorul electric de acționare al dispozitivului la cei doi cilindri de laminare, la un capăt al arborelui se montează un semicuplaj elastic cu bolțuri.

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) Materialul de prelucrat

Piesa se execută din OLC45, STAS 880-88, oțel carbon de calitate pentru tratament termic, destinat construcției de mașini.

Din tabelul 3, pagina 3, STAS 880 – 88, se extrage compoziția chimică a materialului ales.

Tratamentul termic aplicat probelor se extrage din tabelul 7, STAS 880 – 88, pagina 9:

În figura 3.1, se prezintă piesa „arbore”:

Fig. 3.1 Piesa – „arbore”

Din tabelul 5, pagina 8, STAS 880 – 88, se extrag caracteristicile mecanice garantate pe produs, determinate pe probe tratate termic.

Duritatea maximă a produselor livrate în stare laminată se stabilește la înțelegere între producător și beneficiar.

Pentru mărcile de oțel la care nu se precizează valorile durității în stare normalizată, acestea se stabilesc prin contract.

Organigrama de calcul se prezintă în figura 3.2:

Fig. 3.2 Organigrama de proiectare a tehnologiei

de execuție a piesei „arbore”

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.

Principalii indicatori la consumul de metal sunt următorii:

norma de consum

consumul specific

coeficientul de utilizare a metalului

procentul deșeurilor de metale

Consumul specific reprezintă cantitatea de materie primă, material care a fost consumat la execuția unei unități de produs finit.

Coeficientul de utilizare a metalului este indicele care arată gradul de înglobare a unui metal în produsul finit și se determină cu relația:

(5.36)[7]

În cazul când se urmărește modul de utilizare a unui metal în procesul tehnologic în scopul cunoașterii pierderilor tehnologice, se calculează coeficientul de utilizare tehnologic, cu relația:

(5.37)[7]

unde: Ct – consumul tehnologic

Procentul deșeurilor de metal, rezultă din relația:

(5.39)[7]

În ceea ce privește structura, norma de consum se compune din următoarele elemente de bază:

consumul tehnologic

pierderile tehnologice

Se determină cu relația:

(5.40)[7]

Consumul tehnologic reprezintă cantitatea de materie primă, material sau energie prevăzută a se consuma pentru executarea unei unități de produs.

(5.41)[7]

unde:

Cu – consumul util, reprezintă cantitatea netă de metal încorporat într-un produs sau o piesă, executată conform documentației tehnologice.

La calculul normei de consum se mai ține seama de următoarele:

în cazul când capetele de fixare, capetele rezultate din indivizibilitatea barelor într-un număr întreg de semifabricate și abaterea pozitivă a barelor cu lungimi fixe sau multiple pot fi întrebuințate pentru prelucrarea altor piese, nu se adaugă la norma de consum;

capetele oblice sau strivite ale barelor se adaugă la norma de consum;

se va ține cont de pierderile prin debitare de la suprafețele frontale ale pieselor, conform tabelul (5.11) [7];

dacă lungimea semifabricatului nu permite folosirea lui drept capăt de fixare în dispozitivul de strângere al mașinii de debitat, pierderile se adaugă la norma de consum.

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)[7]

Calculul volumului semifabricatului :

VSEMIFABRICAT = π 6,52 35 = 4645,6 cm3

Stabilirea densității materialului de prelucrat :

ρMATERIAL = 7,85 g / cm3

Calculul masei semifabricatului :

MSEMIFABRICAT =ρMAT. VSEMIFABRICAT = 7,85 4645,6 = 36468 g = 36,47 kg

Calculul coeficientului absolut de utilizare :

KU =100 % = 100 % = 47,46 %

Unde: mpiesă finită = 17,308 kg

Se alege un semifabricat tip bară laminată.

3.3 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC

Se pornește de la un produs laminat Φ130.

010 – Debitare mecanică, L = 350 mm.

020 – Tratament termic – îmbunătățire.

030 – Strunjire frontal curat, cota 345, centruire capete – A3, STAS 1361 – 83.

040 – Strunjire cilindrică exterioară, degroșare, în trepte.

041 – strunjire cilindrică exterioară – Φ125, pe lungime 345;

042 – strunjire cilindrică exterioară – Φ110,5, două zone de lungimi 40 respectiv 290;

043 – strunjire cilindrică exterioară – Φ90,5, două zone de lungimi 40 respectiv 145;

044 – strunjire cilindrică exterioară – Φ70,5, pe lungime 80.

050 – Strunjire cilindrică exterioară, finisare.

051 – strunjire cilindrică exterioară – Φ110,05, pe lungime 145;

052 – strunjire cilindrică exterioară – Φ90,05, două zone de lungimi 40 respectiv 65;

053 – strunjire cilindrică exterioară – Φ70,05, pe lungime 80;

054 – strunjire cilindrică exterioară 2 canale Φ86,5, pe lățime 3,15;

055 – strunjire cilindrică exterioară canal Φ106, pe lățime 4,15;

056 – strunjire raze de racordare R2, teșire 2×450, respectiv 1,5×450.

060 – Frezare, 2 canale de pană, b = 20, t1= 7,5+0,20, respectiv b = 28, t1= 10+0,20 cu respectarea cotelor de pe desen 62,5 respectiv 100.

070 – Tratament termic: călire + revenire înaltă.

080 – Rectificare rotundă exterioară, Φ110 (h6) 0-0,022, pe lungime 145, Φ90 (k5) +0,018+0,003, două zone de lungimi 65 respectiv 40, Φ70 (h8) 0-0,046, pe lungime de 80.

090 – Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.

100 – 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 [7], 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)

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)

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.

Se mai poate determina cunoscând mărimea adaosului de prelucrare, pentru operația sau faza considerată, ținând cont de figura 3.3 și relațiile de calcul din [7].

a) pentru suprafețe de revoluție exterioare, cu adaos de prelucrare simetric:

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 adaos 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.

Fig. 3.3 Calculul dimensiunilor intermediare

pentru suprafețe de revoluție

2.4.2. Calculul propriu-zis al adaosului de prelucrare

Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru suprafața cilindrică Φ125, se face considerând operațiile și fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.

Pentru că adaosul de prelucrare este simetric, se utilizează relațiile din [7].

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 = 345 mm

ρP =2 0,06 345 = 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), [7], 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 laminarea)

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 = 345 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 laminate se calculează:

dnom.sf.= dmax + 2ACnom =125,5 + 4,572= 130,072 mm

Se alege un semifabricat produs laminat, cu diametrul standardizat:

Φ130+1.4-2,0 mm

c) Calculul adaosului de prelucrare pentru suprafața frontală, L=345 (mm)

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

Din tabelul (3.6), [7]:

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 = 345+5 = 350 mm; se rotunjește,

Lnom = 350 mm

La debitare se va respecta cota: 350±1,8 mm

Valoarea efectivă a adaosului nominal este:

2ACnom = 350 – 345= 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

Pentru operațiile de așchiere, s-au folosit tipurile de cuțite, alese din tab.(6.2)[7].

Din tabelul (10.1) [12], se alege o mașină de frezat, FU 350X1850 , având următoarele caracteristici tehnice principale:

Tabelul 3.2

În figura 3.4 se prezintă principalele tipurile de cuțite utilizate în procesul de strunjire:

Fig. 3.4 Tipurile de cuțite de strung folosite

Din tabelul (10.10) [12], se alege mașina de rectificat exterior, WMW SRA 200×800, ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul 3.3:

Tabelul 3.3

3.6 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE

Regimul de așchiere se va calcula conform algoritmului de calcul din [7], pentru următoarele 4 operații reprezentative de prelucrare:

strunjire degroșare;

strunjire finisare;

rectificare rotundă exterioară;

frezare canal pană.

a) Strunjire degroșare

Date inițiale de calcul:

dimensiunea de prelucrat: Φ125,5 mm;

lungimea de prelucrat: l = 345 mm;

adaosul de prelucrare: d1 = 130 mm;

mașină unealtă cu randamentul: η = 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)[7]pag 169: f = 1,38 mm/rot;

viteza de așchiere:

(10.27)[7]

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)[7] pentru oțel carbon cu HB = 143;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[7];

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[7];

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 OLC45.

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale

(10.28)[7]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

(10.28)[7]

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

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

(10.30)[7]

unde: a = 15

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

(10.31)[7]

unde: μ = 0,1 – pentru degroșare

k5 = 0,85, (10.27)[7]

k6 = 1, (10.28)[7]

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)[7]

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)[7];

x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[7].

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

F = 1,1Fz [daN], tab.(10.23)[7] 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 de calcul:

dimensiunea de prelucrat: Φ125,05 mm;

lungimea de prelucrat: l = 345 mm;

adaos de prelucrare: d1 = 125,5 mm;

mașină unealtă cu randamentul: η = 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)[7]: f = 0,15 mm/rot;

viteza de așchiere:

(10.27)[7]

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)[7] pentru oțel carbon cu HB = 143;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[7];

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[7];

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 OLC 45.

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale

(10.28)[7]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

(10.28)[7]

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

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

(10.30)[7]

unde: a = 15

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

(10.31)[7]

unde: μ = 0,2 – pentru degroșare

k5 = 0,85, (10.27)[7]

k6 = 1, (10.28)[7]

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)[7]

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)[7];

x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[7];

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

F = 1,1Fz [daN], tab.(10.23)[8] 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 de calcul:

l = 145 mm, lungimea piesei de prelucrat;

Dp =110 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) 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), se obține prin interpolare, viteza periferică a piesei:

vp =25 mm/rot

Se obține astfel turația piesei:

np =72,34 rot/min

Din gama mașinii de rectificat WMW SRA 200×800, se adoptă n = 60 rot/min.

Numărul necesar de treceri, se obține cu relația :

nt = treceri (6.3)[7]

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

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

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)[7]

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)[7]

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 cilindro-frontală, din oțel carbon pentru scule OSC 12.

Avem următorii parametri:

adâncimea de așchiere, t = 4,5 mm;

lungimea de contact, tl = b =12 mm;

diametrul frezei, Ds = 20 mm;

numărul de dinți al frezei, zs= 5 dinți.

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

fd =0,15 mm/dinte

Avansul pe rotație, fr, se calculează cu formula:

fr = fdzs [mm/rot] (2.2)[7]

fr = 0,15 5 = 0,75 mm/rot

Viteza economică de așchiere, se calculează cu relația:

ve = [m/min] (2.4)[7]

unde: T= 60 min, durabilitatea frezei, tab. (2.2)[7]

Cv, m, yv, xv,qv, rv, coeficienți dependenți de materialul de prelucrat și de condițiile de așchiere, tabelul (2.3), (2.4);

Avem: Cv =60; m=0,33; qv =0,45; xv =0,3; yv =0,4; rv =0,1; nv =0,1;

Kv – coeficient global de corectare a vitezei de așchiere,

Kv =KmKsKж (2.5)[7]

Km, coeficient funcție de caracteristicile materialului de prelucrat

Km = Cm (2.7)[7]

Cm =1; tab.(2.7)[7]

σr =67,5 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 =1,016

Ks, coeficient funcție de materialul sculei:

Ks = 0,5 tab.(2.5)[7]

Kж, coeficient funcție de unghiul de atac principal al tăișului:

Kж =1 tab.(2.6)[7]

Coeficientul de corectare Kv, are valoarea:

Kv= 1,0160,51 = 0,508

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, turația imediat inferioară n=160 rot/min, 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 = 9,8 CF [N] (2.8)[7]

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

KF = KVKγ (2.9)[7]

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

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

KF =11 =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 = 9,8 68 200,86 0,150,74 5 4,5 20-0,861= 3683,2 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)[7]

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

0,617 < 8 0,8 = 6,4 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)[8]

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 [8].

Timpul de bază se poate calcula analitic cu relația:

[min] (12.2)[8]

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 3.5.

Date inițiale de calcul:

n = 455 rot/min

f = 1,38 mm/rot

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

l = 345 mm

l1 =(0,5……2) =2 mm

l2 = (1……5) =2,5 mm

Timpul de bază, tb, va fi:

=3,34 mm

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

Fig. 3.5 Strunjire degroșare

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

Pentru calculul timpului de bază, se folosește schema de calcul din figura 3.6.

Date inițiale de calcul:

n = 627 rot/min

f = 0,15 mm/rot

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

l = 345 mm

l1 =(0,5……2) =2 mm

l2 =(1……5) =1 mm

Fig. 3.6 Strunjire finisare

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 3.7:

Fig. 3.7 Rectificare rotundă exterioară

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):

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):

Norma de timp la rectificare rotundă exterioară:

min

d) Frezare canal de pană

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (8.11) și având în vedere schema de calcul din figura 3.8:

Fig. 3.8 Frezare canal de pană

tb =min;

unde: L= l1 +l2 +l3 = 80 mm;

fzzn = 0,15 5 160 = 120 mm.

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

ta = ta1 + ta2 + ta3 =0,29 +0,42 +0,15= 0,86 min

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

Timpul de deservire tehnico- organizatorică, tdt, 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 de pană:

min

Capitolul IV

CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE

AL LAMINORULUI DE TABLĂ

4.1 CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE AL PIESEI „ARBORE”

Se prezintă pentru început metodologia de calcul a unei piese din cadrul ansamblului „Laminor de tablă”.

Piesa aleasă este „arbore”, (piesa pentru care s-a prezentat tehnologia de fabricație, la capitolul III).

Pentru stabilirea unui proces tehnologic cu cea mai bună eficiență economică trebuie să se analizeze diferitele procedee posibile folosite în vederea prelucrării unui produs.

Studiul variantelor de prelucrare se face ținând cont de influența tuturor indicatorilor tehnico – economici, în acest sens consumul de materiale și cheltuielile necesare obținerii S.D.V. – urilor fiind primii indicatori, ținându-se cont și de alții cum ar fi:

termenul de livrare;

gradul de încărcare al mașinii-unelte;

gradul de calificare al muncitorilor.

4.1.1 Calculul manoperei de fabricare a piesei

Se face ținând cont de relații de forma de mai jos, valabilă pentru operațiile de:

strunjire;

frezare;

găurire;

rectificare;

trasaj;

montaj;

lăcătușărie.

Relația de calcul pentru manoperă se extrage din [5] și se prezintă astfel:

Cprel. = Sm · [· (1 + Rind) + tef · (1 + Rd + Rind)] + · ( + ) +

+ · ( + Rds) + · (1 + Rsc) (6.4) [5]

În relația (6.4)[5] definim următoarele semnificații:

Sm – salariul mediu anual al muncitorului pentru calificarea pe care o prestează, [RON/oră];

th – timpul de pregătire încheiere, [ore];

tef – timpul efectiv, [ore];

n = 5, numărul de piese dintr-un lot;

am – numărul de ani de amortisment pentru mașina-unealtă respectivă;

Vm – valoarea mașinii-unelte folosite la un anumit proces tehnologic, [RON];

Rm = · Vm, valoarea cheltuielilor de reparații capitale la mașina-unealtă respectivă, [RON];

N = 4064, numărul de ore de funcționare pe un an (considerând că se lucrează 2 schimburi);

nan = 100, numărul de piese care se execută într-un an;

Rind = 0,9, coeficient funcție de cheltuielile indirecte;

Rd = 1,5, coeficient funcție de cheltuielile directe;

Vds – valoarea dispozitivelor utilizate în procesul tehnologic, [RON];

Rds = 0,15, coeficient funcție de cheltuielile cu dispozitivele;

Vsc – valoarea sculelor (așchietoare) utilizate în procesul tehnologic, [RON];

Rsc = 0,1, coeficient funcție de cheltuielile de întreținere ale sculelor (așchietoare);

a) Calculul manoperei pentru operația de strunjire

Date inițiale:

Sm OP.STRUNJIRE = 5,5 RON/oră;

tpi = 2,5 ore;

tef = 0,585 ore;

am STRUNG = 8 ani;

Vm STRUNG = 50.000 RON;

Rm STRUNG = · 50.000 = 1000 RON;

Vds = 2000 RON;

Vsc = 1500 RON.

Cprel. STRUNJIRE = 5,5 · [· (1 + 0,9) + 0,585 · (1 + 0,9 + 1,5)] + · ( + ) + · ( + 0,15) + · (1 + 0,1) = 39,38 RON

b) Calculul manoperei pentru operația de găurire

Date inițiale:

Sm OP.GĂURIRE = 5 RON/oră;

tpi = 1,75 ore;

tef = 0,45 ore;

am MAȘ.GĂURIT = 5 ani;

Vm MAȘ.GĂURIT = 30.000 RON;

Rm MAȘ.GĂURIT = · 30.000 = 600 RON;

Vds = 1000 RON;

Vsc = 800 RON.

Cprel. GĂURIRE = 5 · [· (1 + 0,9) + 0,45 · (1 + 0,9 + 1,5)] + · ( + ) + · ( + 0,15) + · (1 + 0,1) = 23,62 RON

c) Calculul manoperei pentru operația de rectificare

Date inițiale:

Sm OP.RECTIFICARE = 6,5 RON/oră;

tpi = 2 ore;

tef = 0,5 ore;

am MAȘ.RECTIFICAT = 6 ani;

Vm MAȘ. RECTIFICAT = 45.000 RON;

Rm MAȘ. RECTIFICAT = · 45.000 = 900 RON;

Vds = 1500 RON;

Vsc = 1200 RON.

Cprel. RECTIFICARE = 6,5 · [· (1 + 0,9) + 0,5 · (1 + 0,9 + 1,5)] + · ( + ) + · ( + 0,15) + · (1 + 0,1) = 34,77 RON

d) Calculul manoperei pentru operația de lăcătușerie

Date inițiale:

Sm OP.LĂCĂTUȘERIE = 6,5 RON/oră;

tpi = 0,7 ore;

tef = 0,36 ore;

Vsc = 500 RON.

Cprel. LĂCĂTUȘERIE = 4,5 · [· (1 + 0,9) + 0,36 · (1 + 0,9 + 1,5)] +

+ · (1 + 0,1) = 12,205 RON

Calculul manoperei totale pentru executarea piesei „ARBORE” se face cu relația:

CMANOP. = = Cprel. STRUNJIRE + Cprel. GĂURIRE + Cprel. RECTIFICARE +

Cprel. LĂCĂTUȘĂRIE = 39,38 + 23,62 + 34,77 + 12,205 = 109,975 RON

4.1.2 Calculul costului materialului piesei

Piesa se execută din OLC45, prețul de achiziționare al semifabricatului fiind de 6 RON/kg în cazul acestui material.

Pentru confecționarea piesei se utilizează un semifabricat laminat Ø60, care se debitează la lungimi de 150 mm, rezultând o greutate a semifabricatului GSF. = 3,329 kg.

CMATERIAL PS. = 6 · 3,329 = 19,974 RON

4.1.3 Calculul cheltuielilor de proiectare

Cheltuielile de proiectare se împart:

costul hârtiei, CHÂRTIE = 5 RON;

costul desenului de execuție, CDESEN EXEC. = 10 RON;

costul tehnologiei de prelucrare a piesei, CTEHNOLOGIE = 20 RON.

Toate aceste cheltuieli însumate vor stabili în final costul cheltuielilor pentru proiectare:

CCHELT. PROIECT. = 35 RON

4.1.4 Calculul cheltuielilor cu regia

Cheltuielile cu regia se calculează cu relația:

CREGIE = 150% · CMANOP. = · 109,975 = 165 RON

4.1.5 Determinarea cheltuielilor recuperabile

Cheltuielile recuperabile sunt cheltuieli care la calculul costului total de prelucrare al piesei „Arbore” se vor scădea.

CRECUPERAB. = 100 RON

S-au determinat pe bază de nomograme din tabelul (6.18) [5].

Costul total de prelucrare al piesei „Arbore” se determină cu relația:

CTOTAL PRELUCRARE = CMANOP. + CMATERIAL PS. + CCHELT. PROIECT. +

+ CREGIE – CRECUPERAB. = 109,975 + 19,974 + 35 + 165 – 100 =

= 229,95 RON = 2.299.500 lei = 63,875 EUR

4.2 CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE AL ANSAMBLULUI „LAMINOR DE TABLĂ”

Pentru calculul costului de fabricație se utilizează metodologia de calcul din [5], în prima fază se stabilește greutatea aproximativă a ansamblului „laminor de tablă”.

Aceasta se poate face prin însumarea greutăților tuturor reperelor care intră în componența ansamblului „laminor de tablă”.

Greutatea ansamblului „laminor de tablă” este G = 2486,83 kg (din desenul de ansamblu).

Se stabilește numărul de repere al subansamblului:

Nrepere = 53 repere

Se stabilește masa pe reper, astfel:

Mmed.rep. = kg/reper

Se stabilește costul materialelor folosite astfel:

OL50 – 15 repere;

OLC45 – 10 repere;

17MoCrNi14 – 8 repere;

OL60 – 5 repere;

CuSn12T – 3 repere;

alte materiale OL – 12 repere.

Se stabilește prețul pe fiecare grupă de materiale, astfel din [5] se extrag:

OL50 – 4,5 RON/kg;

OLC45 – 5 RON/kg;

17MoCrNi14 – 7,5 RON/kg;

OL60 – 4,8 RON/kg;

CuSn12T – 9,5 RON/kg;

alte materiale OL – 2,5 RON/kg.

Se înmulțește numărul de repere pentru grupa respectivă de material cu prețul/kg de la grupa respectivă și cu masa medie a unui reper:

pentru OL50,

Cm1 = Mmed.rep. · Nrep.OL50 · 4,5 = 46,92 · 15 · 4,5 = 3167,1 RON

pentru OLC45,

Cm2 = Mmed.rep. · Nrep.OLC45 · 4,5 = 46,92 · 10 · 5 = 2346 RON

pentru 17MoCrNi14,

Cm3 = Mmed.rep. · Nrep.17MoCrNi14 · 4,5 = 46,92 · 8 · 7,5 = 2815,2 RON

pentru OL60,

Cm4 = Mmed.rep. · Nrep.OL60 · 4,5 = 46,92 · 5 · 4,8 = 1126,08 RON

pentru CuSn12T,

Cm5 = Mmed.rep. · Nrep.CuSn12T · 4,5 = 46,92 · 3 · 9,5 = 1337,22 RON

pentru alte materiale OL,

Cm6 = Mmed.rep. · Nrep.OL · 4,5 = 46,92 · 12 · 2,5 = 1407,6 RON

Costul total al materialelor se calculează:

CMAT. = Cm1 + Cm2 + Cm3 + Cm4 + Cm5 + Cm6 = 12199,2 RON

Se stabilește costul manoperei pe operații și categorii de încadrare a muncitorilor.

Operațiile care sunt necesare pentru executarea ansamblului „laminor de tablă”, se prezintă în tabelul 4.1:

Tabelul 4.1

Se stabilește categoria de încadrare a muncitorilor de la operații și retribuția RON/oră, a acestora, se centralizează în tabelul 4.2:

Tabelul 4.2

Se stabilește costul manoperei de execuție a „laminorului de tablă”, cu ajutorul calculelor din tabelul 4.3:

Tabelul 4.3

Se mai calculează în continuare:

CAS – salarii directe – CCAS = 22 % · Ctot.manopera [RON];

CCAS = 22% · 2062,23 = 453,69 RON

Cota pentru șomaj – Cșomaj = 5 % · Ctot.manopera [RON];

Cșomaj = 5% · 2062,23 = 103,11 RON

Cota pentru sănătate Csănătate = 7% · Ctot.manopera [RON];

Csănătate = 7% · 2062,23 = 144,35 RON

Regia secției – Cregie = (150 – 700)% · Ctot.manopera [RON];

Cregie = 250% · 2062,23 = 5155,57 RON

Costul de fabricație – CANS.LAM.DE TABLĂ = CMAT. + Ctot.manopera + CCAS + Cșomaj + Cregie + Csănătate [RON];

CANS.LAM. DE TABLĂ = 20118,15 RON

Prețul cu TVA – PTVA = CANS.LAM.DE TABLĂ · (1+TVA/100) [RON];

TVA = 19 % Cpiesă

Prețul de livrare cu TVA al ansamblului „laminor de tablă” va fi:

PTVA = CANS.LAM. DE TABLĂ · 1,19 = 23940,6 RON = 6744 EUR

La cursul valutar de 1 EUR = 3,55 RON.

Bibliografie

1. Anghel, Șt., – Proiectarea mecanismelor cu șurub

și piuliță,

Facultatea de inginerie, REȘIȚA,1993

2. Bunescu, V.ș.a., – Raționalizarea calculelor în

proiectarea mașinilor,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1995

3. Calmanovici, T – Culegere de probleme pentru

mașini unelte,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2004

4. Ianici, S., – Organe de mașini,

Volumul 1, Editura ,, Eftimie Murgu’’

REȘIȚA, 2002

5. Moșteanu, T. ș. a., – Prețuri și tarife, curs,

ASE, BUCUREȘTI, 2001

6. Moșteanu, T. ș. a., – Prețuri și concurență,

Editura didactică și pedagogică – R. A.

BUCUREȘTI, 2003

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

al regimurilor de așchiere,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1999

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

așchiere, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1999

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

mașini, Volumul 3,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2004

10. Ristea, M., – Comportamentul procesului de formare

a prețurilor,

Editura Academiei, BUCUREȘTI, 1996

11. Verzea, I., – Manual de inginerie industrială,

Editura Tehnică, volumul 1,

BUCUREȘTI, 1997

12. Vlase, A.ș.a., – Regimuri de așchiere, adaosuri

de prelucrare și norme tehnice

de timp, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1993

13. Zorlențan, T., – Managementul organizației,

Editura Holding Reporter, BUCUREȘTI, 1996