Proiectarea Unui Dispozitiv DE Fixare Folosit In Cazul Strunjirii Pieselor DE Tip „biela Alco”

CUPRINS

CAPITOLUL 1.

PREZENTAREA DISPOZITIVULUI DE FIXARE

A PIESELOR DE TIP „BIELĂ ALCO”. …………………………………………………3

1.1 GENERALITĂȚI. BIELE. …………………………………………………………….3

1.2 FUNCȚIONAREA DISPOZITIVULUI DE FIXARE

A PIESELOR DE TIP – „BIELĂ ALCO”. ………………………………………………5

CAPITOLUL 2.

PROIECTAREA TEHNOLOGIEI DE FABRICAȚIE A

PIESEI „BULON DE CENTRARE”. .……………………………………………………9

2.1 ANALIZA TEHNOLOGICĂ A PIESEI. .. …………………………………………..9

2.2 ALEGEREA SEMIFABRICATULUI. ………………………………………………11

2.3 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC. …………………………………12

2.4 CALCULUL ADAOSURILOR DE PERLUCRARE, STABILIREA

DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE. …………………………………………………..15

2.5 CALCULUL REGIMURILOR RAȚIONALE

DE AȘCHIERE. …………………………………………………………………………..20

2.6 NORMAREA TEHNICĂ A OPERAȚIILOR

DE AȘCHIERE. …………………………………………………………………………..31

2.7 ALEGEREA MAȘINILOR-UNELTE ȘI A S.D.V.-urilor. …………………………38

CAPITOLUL 3.

PROIECTAREA DISPOZITIVULUI DE FIXARE

AL PIESELOR DE TIP „BIELĂ ALCO”. ……………………………………………40

3.1 CALCULUL GEOMETRIC AL MECANISMULUI DE

ORIENTARE FIXARE, MELC – ROATĂ MELCATĂ. ………………………………40

3.2 FORȚELE DIN ANGRENAJUL MELCAT CILINDRIC. ………………………43

3.3 PROIECTAREA ARBORILOR. . …………………………………………………44

3.4 PROIECTAREA LAGĂRELOR ARBORELUI MELCAT AL

MECANISMULUI DE ORIENTARE ȘI FIXARE. . ..…………………………………47

3.5 ALEGEREA ELEMENTELOR DE ORIENTARE. . …………………………….. 51

3.6 ALEGEREA SISTEMELOR (SUBANSAMBLURILOR)

DE FIXARE. ……………………………………………………………………………..52

3.7 ELEMENTE ȘI SUBANSAMBLURI NENORMALIZATE

DE DISPOZITIVE. ………………………………………………………………………54

3.8 ELEMENTE STANDARDIZATE ȘI NORMALIZATE

DE DISPOZITIVE. .………………………………………………………………………56

CAPITOLUL 4.

DETERMINAREA PREȚULUI DE COST

AL DISPOZITIVULUI DE FIXARE PENTRU STRUNJIREA

PIESELOR DE TIP – „BIELĂ ALCO”. ………………………………………………..58

CAPITOLUL 5.

NORME DE TEHNICA SECURITĂȚII

MUNCII, PREVENIREA ȘI STINGEREA INCENDIILOR. . …………………………60

BIBLIOGRAFIE. …………………………………………………………………………62

CAPITOLUL 1.

PREZENTAREA DISPOZITIVULUI DE FIXARE

A PIESELOR DE TIP „BIELĂ ALCO”.

1.1 GENERALITĂȚI. BIELE.

Bielele sunt cele mai caracteristice piese din clasa „pârghii și furci”, piese care au una sau mai multe găuri de bază cu axele de simetrie paralele, perpendiculare, sau dispuse sub un unghi oarecare. În afară de aceste găuri bielele mai pot avea găuri de fixare, canale, suprafețe frontale perpendiculare pe axele de simetrie ale găurilor.

Din punct de vedere constructiv se deosebesc mai multe tipuri de biele:

bielă cu piciorul și capul închise – la mașinile cu abur, la motoarele cu ardere internă – la care biela este montată pe arbore pe rulmenți;

bielă cu piciorul închis și capul deschis, fig. 1.1, a – la motoarele cu ardere internă, la compresoare;

bielă cu piciorul și capul deschise, la mașini cu abur.

Există și variante, de exemplu:

bielă cu capul închis, în formă de ramă, și piciorul în formă de furcă – la locomotive;

bielă cu piciorul închis și capul în formă de furcă, fig.1.1, b;

bielă cu braț (de calaj) pe care este articulată o bielă auxiliară – la motoarele cu ardere internă în V;

bielă cu piciorul în furcă și cu capul separat de corp – la unele motoare în doi timpi.

Forma piciorului bielei de tip închis depinde de modul de montare și de dimensiunile bolțului și ale pistonului. Când bolțul este fix în bielă, există o tăietură care face piciorul elastic și permite mișcarea bolțului. După montare se rigidizează bolțul în picior prin strângere unui șurub. La bolțul flotant se montează în picior o bucșă sau un rulment cu ace, pentru micșorarea uzurilor și a pierderilor prin frecare. Ungerea suprafețelor se face liber sau sub presiune. Ungerea liberă se face cu ajutorul ceței de ulei din carter, care pătrunde prin jocurile existente dintre bolț și bucșă sau prin orificii anume prevăzute în partea superioară a piciorului.

Fig. 1.1 Tipuri constructive de biele

Ungerea sub presiune se realizează printr-un canal făcut în corpul bielei, la partea inferioară a piciorului.

Rigiditatea piciorului se asigură prin realizarea unor raze mari de racordare a piciorului cu corpul. Forma cea mai uzuală a secțiunii corpului bielei este în I, având avantajul unei bune rezistențe la flambaj în planul de oscilație și o greutate relativ redusă (forțe de inerție mici). Se folosesc și secțiuni circulare sau inelare, primele au avantajul unui preț de cost redus.

Bielele cu cap de tip închis au capul secționat după un plan normal, la 450 sau la 300.

Capacul bielei este fixat de cap cu buloane, șuruburi sau pene, pentru rigidizarea capacului se prevăd umeri de îmbinare, zimți, știfturi de fixare etc.

Biela se montează pe arbore, pe cuzineți sau pe rulmenți, cuzineții sunt formați din două straturi: unul de rezistență (bandă de oțel) și unul de frecare (materiale cu bune calități antifricțiune).

Pentru reducerea greutății bielei capacul se nervurează, capul este racordat la corp cu raze mari.

Cuzineții se montează cu strângere și se asigură împotriva rotirii.

Materialul din care se execută biela trebuie să posede o rezistență ridicată la oboseală și la șoc și o greutate specifică redusă, bielele se fabrică din oțeluri carbon: OLC 45, OLC 60 sau oțeluri aliate cu Cr, Mn, Mo, Ni, V. Acestea din urmă permit lustruirea sau ecruisarea bielei în vederea ridicării rezistenței la oboseală.

1.2 FUNCȚIONAREA DISPOZITIVULUI DE FIXARE A PIESELOR DE TIP – „BIELĂ ALCO”.

Dispozitivul se folosește în cazul strunjirii pieselor de tip – bielă ALCO – și se prezintă în figura 1.2.

Dispozitivul de fixare este compus din următoarele componente principale:

roată de mână;

piesă de apăsare;

melc (z = 4, m = 3);

roată melcată (z = 28, m = 3, q = 12);

melc (z = 4, m = 3);

roată melcată (z = 28, m = 3, q = 12);

bride;

mecanisme de fixare cu șurub cu cap sferic;

mecanism de fixare cu șurub cu contact sferic pe con;

10) bac;

11) bulon de centrare.

Piesa de prelucrat – biela ALCO – se orientează și fixează pe placa de bază a dispozitivului de fixare, prin intermediul mecanismelor de fixare cu șurub cu cap sferic (8) și a bridelor (7).

Melcul este montat în lagăre cu rulmenți axiali cu bile pe un rând cu simplu efect 51104 – STAS 3921-88, iar roțile melcate sunt montate în lagăre cu rulmenți axiali cu bile cu simplu efect 51112, respectiv 51110 – STAS 3921-88.

Fig. 1.2 Dispozitiv de fixare pentru strunjirea

pieselor tip – bielă ALCO

Centrarea piesei de prelucrat – biela ALCO – se face cu ajutorul unor buloane de centrare, acționate la rândul lor de mecanisme melc – roată melcată, respectiv șurub – piuliță, fig. 1.3.

Fig. 1.3 Mecanism de orientare – fixare, melc – roată melcată

În componența mecanismului de orientare și fixare, avem următoarele:

melc;

roată melcată;

carcasă dispozitiv;

lagăre de rostogolire;

roată de acționare manuală.

Acționând asupra roții de mână, montată pe axul melcat (1), acesta angrenează cu roata melcată conjugată (2), prevăzută cu un alezaj filetat care prin intermediul mecanismului simplu șurub – piuliță, realizează deplasarea pe verticală a bulonului de centrare (11).

Astfel se realizează centrarea piesei, în funcție de dimensiunile piesei de prelucrat.

Odată realizată centrarea piesei de prelucrat, se acționează cele trei roți de mână, care acționează șuruburile de fixare cu cap sferic, realizându-se astfel și fixarea piesei.

CAPITOLUL 2.

PROIECTAREA TEHNOLOGIEI DE FABRICAȚIE A

PIESEI „BULON DE CENTRARE”.

2.1 ANALIZA TEHNOLOGICĂ A PIESEI

a) Descriere constructivă

Piesa „bulon de centrare”, se va executa în clasa de precizie mijlocie, conform STAS 2300-88, și se concretizează prin următoarele condiții tehnice impuse.

Precizie dimensională, realizare cote 44,4h11, Φ50h6, Φ25h6, Tr40x6;

Precizie geometrică, coaxialitate, 0.02 milimetri între zonele Φ50h6 și Φ25h6;

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

Rugozitate impusă Ra = 3,2 ; Ra = 1,6; Ra = 0,8 (m).

b) Descriere funcțională

Piesa face parte din ansamblul dispozitiv de fixare pentru strunjirea bielei ALCO, având rolul de centrare al piesei – bielă ALCO – pe ansamblul dispozitivului.

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 danturării sau mortezării, se va prinde în planșaibă sau se orientează și fixează pe prisme.

d)Materialul de prelucrat

Piesa se execută din OLC15, STAS 880-88,oțel carbon de calitate pentru tratament termic, destinat construcției de mașini.

În figura de mai jos, 2.1, se prezintă piesa de prelucrat, bulon de centrare:

Fig. 2.1 Bulon de centrare

Compoziția chimică a materialului OLC15, este următoarea :

Carbon ,0,12………0,18 %;

Mangan, 0,35………0,65 %;

Sulf, maxim 0,035%;

Fosfor, maxim 0,035 %.

Caracteristicile mecanice și tehnologice se extrag din STAS 880-88, și se prezintă în tabelul de mai jos:

Tabelul 2.1

Tabelul 2.2

Duritatea Brinell în stare de livrare pentru OLC15 normalizat este 149 HB.

Tratamentul termic aplicat probelor :

Normalizare la temperatura T=880………9800 C, în mediul de răcire aer;

Călire la temperatura T=880……9200 C, în mediu de răcire apă;

Revenire la temperatura T=150……2000 C, în mediu de răcire aer.

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.

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

Ka = (3.12)pag.51[8]

Calculul volumului semifabricatului:

VSEMIFABRICAT = π 2,752 21 = 499 cm3

Stabilirea densității materialului de prelucrat:

ρMATERIAL =7,85 g / cm3

Calculul masei semifabricatului:

MSEMIFABRICAT =ρMAT. VSEMIFABRICAT = 7,85 499 =

= 3916 g = 3,916 kg

Calculul coeficientului absolut de utilizare:

KU =100 % = 100 % = 52,98 %

Unde m = 2,075 kg, masa piesei finite.

Se alege un semifabricat produs laminat.

2.3 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC

Se pornește de la un produs laminat Φ55.

005 Debitare mecanică, lungime l = 210 mm.

010 Tratament termic – îmbunătățire.

015 Strunjire frontal curat, cota 206, centruire capete – A2,5, STAS 1361 / 83.

020 Strunjire cilindrică exterioară, degroșare – în trepte, prindere între vârfuri:

021 – strunjire cilindrică exterioară Φ 50,5, pe lungime 206 mm;

022 – strunjire cilindrică exterioară Φ 40,5, pe lungime 116 mm;

023 – strunjire cilindrică exterioară Φ 25,5, pe lungime 60 mm;

030 Strunjire cilindrică exterioară, finisare, prindere între vârfuri.

031 – strunjire cilindrică exterioară Φ 50,05, pe lungime 90;

032 – strunjire cilindrică exterioară Φ 40,00, pe lungime 56;

033 – strunjire cilindrică exterioară Φ 25,05, pe lungime 60;

034 – strunjire canal, conform detaliu „C” – Φ 44,4 h11 (0-0,160), pe lățime 4,6;

035 – strunjire umăr Φ 33, cu rază R2, pe lățime 6;

036 – strunjire rază de racordare R2, teșire 1×450, respectiv 2×450;

037 – filetare Tr 40×6, pe lungime 50.

040 Frezare , canal de pană, b = 8 –0,015-0,051; t1 = 4; l = 38 mm, cu respectarea cotei 21+0,0210.

050 Tratament termic: călire + revenire înaltă.

060 Rectificare rotundă exterioară, Φ 50h6, 2 porțiuni de lungimi 30 și 55,4, Φ 25h6, pe lungime 60 mm.

070 Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.

080 C.T.C. – măsurare cote importante.

2.4 CALCULUL ADAOSURILOR DE PERLUCRARE, STABILIREA DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE

2.4.1. Metoda de calcul analitic al adaosului de prelucrare

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

Adaosul de prelucrare intermediar minim se calculează cu relațiile următoaret:

ρMATERIAL =7,85 g / cm3

Calculul masei semifabricatului:

MSEMIFABRICAT =ρMAT. VSEMIFABRICAT = 7,85 499 =

= 3916 g = 3,916 kg

Calculul coeficientului absolut de utilizare:

KU =100 % = 100 % = 52,98 %

Unde m = 2,075 kg, masa piesei finite.

Se alege un semifabricat produs laminat.

2.3 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC

Se pornește de la un produs laminat Φ55.

005 Debitare mecanică, lungime l = 210 mm.

010 Tratament termic – îmbunătățire.

015 Strunjire frontal curat, cota 206, centruire capete – A2,5, STAS 1361 / 83.

020 Strunjire cilindrică exterioară, degroșare – în trepte, prindere între vârfuri:

021 – strunjire cilindrică exterioară Φ 50,5, pe lungime 206 mm;

022 – strunjire cilindrică exterioară Φ 40,5, pe lungime 116 mm;

023 – strunjire cilindrică exterioară Φ 25,5, pe lungime 60 mm;

030 Strunjire cilindrică exterioară, finisare, prindere între vârfuri.

031 – strunjire cilindrică exterioară Φ 50,05, pe lungime 90;

032 – strunjire cilindrică exterioară Φ 40,00, pe lungime 56;

033 – strunjire cilindrică exterioară Φ 25,05, pe lungime 60;

034 – strunjire canal, conform detaliu „C” – Φ 44,4 h11 (0-0,160), pe lățime 4,6;

035 – strunjire umăr Φ 33, cu rază R2, pe lățime 6;

036 – strunjire rază de racordare R2, teșire 1×450, respectiv 2×450;

037 – filetare Tr 40×6, pe lungime 50.

040 Frezare , canal de pană, b = 8 –0,015-0,051; t1 = 4; l = 38 mm, cu respectarea cotei 21+0,0210.

050 Tratament termic: călire + revenire înaltă.

060 Rectificare rotundă exterioară, Φ 50h6, 2 porțiuni de lungimi 30 și 55,4, Φ 25h6, pe lungime 60 mm.

070 Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.

080 C.T.C. – măsurare cote importante.

2.4 CALCULUL ADAOSURILOR DE PERLUCRARE, STABILIREA DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE

2.4.1. Metoda de calcul analitic al adaosului de prelucrare

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

Adaosul de prelucrare intermediar minim se calculează cu relațiile următoare:

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

2ACmin = 2(RZp + SP) + (1.3)

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.

Fig. 2.2 Suprafața materialului de prelucrat

Dacă la o piesă prelucrată prin așchiere, după efectuarea operației precedente, se face o secțiune longitudinală, se disting în majoritatea cazurilor 3 straturi:

stratul A, format din asperități rezultate la operația precedentă (HP) și din stratul superficial degradat rezultat din operația precedentă (Sp);

stratul B, format din material ecruisat în urma operației precedente;

stratul C, cu structură normală.

Adausul de prelucrare necesar operației curente va fi:

AC HP + SP (5.5)

La care se adaugă:

abaterile dimensionale cauzate de procesul tehnologic și care sunt cuprinse în mărimea toleranței la dimensiune, TP;

abaterile spațiale, după diferitele operații de prelucrare; abateri de instalare (bazare și fixare), care adunate vectorial la operația curentă se notează cu ЄC.

2.4.2.Calculul dimensiunilor intermediare ale semifabricatelor

Se determină cunoscând mărimea adaosului de prelucrare, pentru operația sau faza considerată.

a) pentru suprafețe de revoluție exterioare, cu adaos de prelucrare simetric (Fig. 2.3):

Fig. 2.3 Dimensiunile intermediare pentru suprafețe

de revoluție exterioare

Unde 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)

a) 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.

2.4.3.Calculul propriu-zis al adaosului de prelucrare

Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru suprafața cilindrică Φ50(0-0,016), se face considerând operațiile și fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.

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

a) Rectificarea de finisare

TP =60 μm, (STAS 8101-88);

HP =10 μm, tab.(5.2);

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 =ΔC lC +ЄCentr.

ΔC =0,05 μm/mm, tab.(5.5), curbura specifică;

lC =206 mm

ЄCentr =0, eroarea de bazare în direcția radială, la instalarea semifabricatelor între vărfuri

ρP =0,05 206 +0 =10,3 μm, unde ЄC =0

Înlocuind datele în relația de calcul a adaosului de prelucrare:

2AC1 =60 + 2(10 + 0) +2(10,3 + 0)=100,6 μm

Se calculează diametrul intermediar, înaintea rectificării de finisare:

d1max = bmax + 2ACmax = 50 +0,100 = 50,1 mm

d1min = d1max – Ta = 50,1 – 0,060 = 50,04 mm

b)Rectificarea de degroșare

TP =180 μm

HP =25 μm

SP = 0

ΔC = 0,7 μm/mm

ρP =ΔC lC +ЄCentr = 0,7 206 + 0 = 144,2 μm

Adaosul de prelucrare, se calculează cu relația:

2AC2 = 180+2(25 + 20) + 2(144 + 0) = 518 μm

Adaosul intermediar înaintea rectificării de degroșare va fi :

d2max = 50,1 + 0,518 = 50,618 mm

d2min = 50,618 – 0,180 = 50,438 mm

c) Strunjire de finisare

TP = 350 μm

HP = 50 μm

SP = 50 μm

ρP + ЄC = 0,96 ЄCentr + 0,4 ρP

ρP = 0,96 ЄCentr + 0,4 ΔC lC

ЄCentr = 25 μm tab. (5.7)

ΔC =0,1 μm/mm tab. (5.5)

ρP =0,96 25 + 0,40,1 206 = 32,24 μm

ЄC =0

Adaosul de prelucrare, se calculează cu relația:

2AC3 = 350 + 2(50 + 50) + 2(32,24 + 0) = 615 μm

Se calculează diametrul intermediar înaintea strunjirii de finisare:

d3max = 50,618 +0,615 = 51,233 mm

d3min = 51,233 – 0,350 = 50,883 mm

d)Strunjire de degroșare

Adaosul de prelucrare se calculează folosind următoarele date:

TP = 1800 μm tab. (5.6)

HP = SP = 150 μm (semifabricat neprelucrat prin așchiere, laminat la cald)

ρP =0,96 ЄCentr + 0,4 ΔC lC

ЄCentr = 450 μm tab. (5.6)

ΔC = 01,5 μm/mm tab. (5.4)

lC = 206 mm

ρP =0,96 450 + 0,41,5 206 = 555,6 μm, unde ЄC =0

Adaosul de prelucrare, va fi :

2AC4 = 1800 + 2(150 +150) + 2(555 +0) = 3511 μm

Diametrul semifabricatului laminat, înaintea strunjirii de degroșare va fi:

d4 = 51,233 + 3,511 = 54,744 mm

Se va alege din STAS 333/91, un semifabricat bară din oțel laminat, cu diametrul Φ 55 +0,7-1,0 mm.

Adaosul real la degroșare va fi:

2AC4 = d4 – d3max = 55 – 51,233 = 3,7 mm

e) Pentru suprafața frontală, L = 206 mm

Din tabelul (5.3), se obțin :

TP = 2500 μm

HP = SP = 150 μm

ρP = 300 μm

Є0 = Єf = 100 μm, tab.(5.9),eroarea de fixare la instalarea semifabricatului în universal cu trei bacuri.

Pentru prelucrarea suprafețelor frontale, adaosul de prelucrare se calculează cu relația:

2AC =TP+2(Hp+Sp) + 2(ρP +Єf) = 2500 + 2(150 +150) +2(300+100) =

= 3900 μm = 3,9 mm

Dimensiunile înainte de strunjire, vor fi:

Lmax =L +2AC = 206 + 3,9 = 209,9 mm

Lmin =Lmax –TP = 209,9 – 2,5 = 207,4 mm

2.5 CALCULUL REGIMURILOR RAȚIONALE DE AȘCHIERE

Parametrii regimului de așchiere s-au calculat pentru următoarele 5 operații:

strunjire degroșare;

strunjire finisare;

filetare Tr 40 x6;

frezare canal de pană;

rectificare rotundă exterioară.

Algoritmul de calcul pentru regimurile de așchiere, se prezintă în [8].

a) Strunjire degroșare

Date inițiale :

dimensiunea de prelucrat: Φ 50,5 mm;

lungimea de prelucrat l = 206 mm;

adaos de prelucrare d1 = 55 mm;

mașină unealtă SN 400×1500, cu randamentul = 0,80;

cuțit P10, = 700, = 6…100, = 10…150, r = 1 mm, q = 25×25 mm;

Se calculează adaosul de prelucrare:

AP1 = mm

Modul de lucru :

– numărul de treceri i=1;

adâncimea de așchiere t = 2,25/2 = 1,125 mm;

durabilitatea T = 90 min, pentru cuțit din P10, cu răcire;

avansul s, tab.(10.6)[8]pag 169; s = 0,7 mm/rot;

viteza de așchiere:

(10.27)

unde:

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

Cv = 294; xv = 0,18; yv = 0,35; n = 1,75; tab.(10.26)[6]pag.184 pentru oțel carbon cu HB = 150;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[6];

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[6]pag.183;

t = 1,125 mm – adâncimea de așchiere;

s = 0,7 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 25 mm : ASecțiune transversală = 625 mm2

ξ = 0,08 – pentru oțel;

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale:

(10.28)[8]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

(10.28)[8]

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

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

(10.30)[8]

unde: a = 15

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

(10.31)[8]

unde: = 0,1 – pentru degroșare

k5 = 1, (10.27)[8]

k6 = 1, (10.28)[8]

k7 = 1, oțel fără țunder;

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare;

kv = 1,033 0,8758 0,9744 0,933 1 1 1 1 = 0,7987

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 = 1500 rot/min, turație aleasă din gama M.U. – SN 400×1500;

-recalcularea vitezei reale:

viteza de avans vf = n s = 1500 0,7 = 1050 mm/min

– forța principală de așchiere

Fz= C4 tx1sy1HBn1 [daN] (10.5)

unde:

C4 – coeficient funcție de materialul de prelucrat

C4 = 3,57; t = 1,125 mm; x1 = 1; y1 = 0,75; n1 = 0,35;

HB = 150; , tab.(10.13)[7]pag.173;

x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[6]

Fz =3,571,12510,70,751500,35 = 138,74 daN

F = 1,1Fz [daN]; tab.(10.23)[6] F = 152,61 daN

– puterea de așchiere:

– verificarea puterii motorului:

unde: PME = 7,5 kW, pentru un strung SN 400 x 1500.

b) Strunjire finisare

Date inițiale :

dimensiunea de prelucrat: Φ 50,05 mm;

lungimea de prelucrat l = 90 mm;

adaos de prelucrare d1 = 50,5 mm;

mașină unealtă SN 400×1500, cu randamentul = 0,80;

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

Se calculează adaosul de prelucrare:

AP1 = mm

Modul de lucru :

– numărul de treceri i=1;

adâncimea de așchiere t = 0,225/1 = 0,225 mm;

durabilitatea T = 90 min, pentru cuțit din P10, fără răcire;

avansul s, tab.(10.6)[8]pag 169; s = 0,20 mm/rot;

viteza de așchiere:

(10.27)

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)[6]pag.184 pentru oțel carbon cu HB = 150;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[6];

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[6]pag.183;

t = 0,225 mm – adâncimea de așchiere;

s = 0,20 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 25 mm : ASecțiune transversală = 625 mm2

ξ = 0,08 – pentru oțel;

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale:

(10.28)[8]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

(10.28)[8]

unde: = 0,6 – exponent funcție de materialul de prelucrat

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

(10.30)[8]

unde: a = 15

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

(10.31)[8]

unde: = 0,2 – pentru finisare;

k5 = 1, (10.27)[8]

k6 = 1, (10.28)[8]

k7 = 1, oțel fără țunder;

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare;

kv = 1,033 1 0,9058 0,7578 1 1 1 1 = 0,6886

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 = 1500 rot/min, turație aleasă din gama M.U. – SN 400×1500;

-recalcularea vitezei reale:

viteza de avans vf = n s = 1500 0,20 = 300 mm/min

– forța principală de așchiere

Fz= C4 tx1sy1HBn1 [daN] (10.5)

unde:

C4 – coeficient funcție de materialul de prelucrat

C4 = 3,57; t = 0,225 mm; x1 = 1; y1 = 0,75; n1 = 0,75;

HB = 150; , tab.(10.13)[7]pag.173;

x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[6]

Fz =3,570,22510,200,751500,75 = 10,84 daN

F = 1,1Fz [daN]; tab.(10.23)[6] F = 11,93 daN

– puterea de așchiere:

– verificarea puterii motorului:

unde: PME = 7,5 kW, pentru un strung SN 400 x 1500.

c) Filetare, Tr 40 x 6

Scula: cuțit de filetat, cu partea activă din carbură metalică, P20; secțiunea cuțitului S, S =16 x 25 mm2; Є=600; α=60; γ=00; r = 0,5 mm.

Se aleg dimensiunile la prelucrarea filetelor metrice, din [9] tab. (8.57), astfel:

dmax = 40 – 0,172 = 39,83 mm

dmin = 40 – 0,34 = 39,66 mm

Din [9], se aleg următoarele adaosuri pentru filetare, funcție de pasul filetului :

p = 6 mm

adaosul de prelucrare total, AP =3,50 mm;

adaosul de prelucrare, la degroșare APD =2,70 mm;

adaosul de prelucrare, la finisare APF =0,80 mm;

Din același tabel, se stabilesc numărul de treceri, i:

iD = 9 treceri, pentru degroșare

iF = 7 treceri, pentru finisare

Adâncimile de așchiere pe trecere:

pentru degroșare, tD ===0,3 mm

pentru finisare, tF === 0,114 mm

– Avansul la filetare:

s = p =6 mm

– Durabilitatea economică a sculei așchietoare:

Tec =30 min, tab.(9.10);[9]

– Viteza de așchiere, funcție de tipul filetării și al sculei așchietoare, se alege din tab.(9.40):

vtab = 21 m/min

Se aplică următorii coeficienți de corecție:

K1=0,95; pentru prelucrarea filetelor cu degajare, tab.(9.32);

K2 =1,2; pentru durabilitatea sculei, tab.(9.40).

Viteza de așchiere:

vC =vtab.K1K2=0,95 1,221= 23,94 m/min

-Turația semifabricatului:

n === 167,1 rot/min

Din caracteristicile M.U. – SN 400×1500, se alege turația reală, tab.(10.1):

nr =150 rot/min

Se recalculează viteza reală de așchiere:

vr = == 18,85 m/min

– Puterea la filetare, pentru material oțel:

Ne =24,210-3p1,7 KMNi-0,71 [kw] (14,7)

unde:

KMN =, coeficient de corecție funcție de duritatea materialului (14.9)

Avem: p =6 mm; v = 23,94 m/min; i = 9 treceri pentru degroșare

Puterea la filetare

Ne =1,79 kw

– Verificarea puterii motorului:

PMe kw; unde: PMe =7,5 kw

d) Frezare canal de pană

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

Avem următorii parametri:

– adâncimea de așchiere, t = 4 mm

– lungimea de contact, tl = b =8 mm

– diametrul frezei, Ds = 8 mm

– numărul de dinți al frezei, zs= 5 dinți

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

sd = 0,15 mm/dinte

Avansul pe rotație, sr, se calculează cu formula:

sr = sd zs [mm/rot] (2.2)

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

Viteza economică de așchiere, se calculează cu relația:

ve = [m/min] (2.4)

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

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)

Km, coeficient funcție de caracteristicile materialului de prelucrat

Km = Cm (2.7)

Cm =1, tab.(2.7)

σr = 65 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 =1,829

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

Ks = 0,55;

Kж, coeficient funcție de unghiul de atac principal al tăișului

Kж =1; tab.(2.6)

Coeficientul de corectare Kv, are valoarea:

Kv= 1,829 1 0,55 = 1,0059

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 FS 355×1250, turația imediat inferioară, ceea ce înseamnă că se va lucra cu o viteză mai mică decât cea economică, a cărei valoare este:

va = m/min

Forța tangențială de așchiere, se calculează cu:

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

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

KF = KV Kγ (2.9)

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

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

KF =1 1 = 1

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 80,86 0,150,74 5 4 8-0,861= 3274 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)

Considerând ηa =0,8, și puterea nominală a mașinii de frezat FS 355×1250, PME =7 kw, se obține:

1,09 7 0,8 =5,6 kw

e) Rectificare rotundă exterioară

Avem următoarele date:

– l = 86 mm, lungimea piesei de prelucrat;

– Dp = 50 mm, diametrul piesei;

– a = 0,09 mm, adaosul de prelucrare radial;

– B = 80 mm, lățimea discului abraziv;

– Dd = 400 mm, diametrul discului abraziv.

Scula: disc abraziv E 40 KC, 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 = 86/50 = 1,72 și Dp = 50 mm :

– sp = 0,018 mm/c.d.

Pentru β = 0,42; determinat din tabelul (6.2), se calculează avansul longitudinal cu relația (6.1):

– sL = β B =0,42 80 = 33,6 mm/rot

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

– vp = 40 mm/rot

Se obține astfel turația piesei:

np =254,64 rot/min

Numărul necesar de treceri, se obține cu relația :

nt = treceri (6.3)

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

FZ = CFvp0,7sL0,7sp0,6 [daN] (6.4)

unde:

CF = 2,2; pentru oțel călit

FZ =2,2 400,733,60,70,0180,6 = 30,58 daN

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

Pd = kw (6.5)

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 =0,199 kw (6.6)

PdPMot.acț.disc =2 kw, mașină de rectificat WMW – SRU 240×800;

Pp PMot.acț.piesă =1 kw;

2.6 NORMAREA TEHNICĂ A OPERAȚIILOR DE AȘCHIERE

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)

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 [9].

Timpul de bază se poate calcula analitic cu relația:

[min] (12.2)

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;

s – avansul, [mm/rot].

a) Strunjire degroșare

Pentru calculul timpului de bază, se folosește schița de mai jos:

Fig.2.4 Strunjire cu scăpare liberă a cuțitului

Avem:

n = 1500 rot/min;

s = 0,7 mm/rot;

vs = n x s = 1050 mm/min;

l = 206 mm;

l1 =(0,5……2) = 2,5 mm;

l2 = (1……5) = 2,5 mm;

Timpul de bază, tb, va fi:

= 0,502 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 = 17 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp, la strunjire degroșare:

min

b) Strunjire finisare

Pentru calculul timpului de bază, se folosește schița de mai jos:

Fig. 2.5 Strunjire exterioară până la un prag

Avem:

n = 1500 rot/min;

s = 0,20 mm/rot;

vs = n x s = 300 mm/min;

l = 90 mm;

l1 =(0,5……2) = 2 mm;

l2 = (1……5) = 1 mm;

Timpul de bază, tb, va fi:

= 0,306 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) Filetare

Pentru calculul timpului de bază se folosește schița de mai jos, fig. 2.6.

Avem:

s = p =6 mm, pasul filetului;

id = 9 treceri; if = 7 treceri;

n = 150 rot/min, turația la filetare;

l = 50 mm, lungimea filetului;

v = 18,85 m/min, viteza de așchiere.

Fig. 2.6 Filetare cu cuțitul

Funcție de diametrul (d) și lungimea filetului (l), se alege timpul operativ tabelar direct din tabelul (11.6):

TOP.tab. =3,5 min

Se aplică următorii coeficienți de corecție:

K1 = 0,95; funcție de cantitatea de piese; tab.(11.6)

K2 = 1,1; funcție de rezistența piesei; tab.(11.7)

K3 =;

K4 =; funcție de numărul de treceri adoptat și tabelar;

top =K1K2K3K4TOP.tab. =0,95 1,1 1,56 1 3,5 = 5,72 min

Timpul de deservire tehnico- organizatorică, tdt, tab.(12.26):

tdt =top min

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(12.27):

ton = top min

Timpul de pregătire încheiere, tpi, tab.(12.6):

tpi =15 min

Numărul de piese din lot: n =10 buc.

Norma de timp, la filetare cu cuțitul:

min

d) Frezare canal de pană

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (8.11) și având în vedere schița de mai jos:

Fig. 2.7 Frezare canal de pană

tb =min

unde: L = l1 +l2 +l3 = 39 mm;

szzn = 600 mm/min;

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 = 17 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp, la frezare canal de pană:

min

e) Rectificare rotundă exterioară

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (12.2), și având în vedere schița de calcul de mai jos:

Fig. 2.8 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 = 0,32 + 0,16 +0,31= 0,79 min

Timpul de deservire tehnică, tdt, tabelul (12.6):

tdt ==0,0018 min

Durabilitatea discului abraziv, T = 40 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

2.7 ALEGEREA MAȘINILOR-UNELTE ȘI A S.D.V.-urilor

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

Din tabelul (10.1)pag.221[10], se alege o mașină de frezat, FS 355×1250, având următoarele caracteristici tehnice principale:

Din tabelul (10.10), pag. 226, [9], se alege mașina de rectificat exterior ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul de mai jos:

CAPITOLUL 3.

PROIECTAREA DISPOZITIVULUI DE FIXARE

AL PIESELOR DE TIP „BIELĂ ALCO”.

3.1 CALCULUL GEOMETRIC AL MECANISMULUI DE ORIENTARE FIXARE, MELC – ROATĂ MELCATĂ

Algoritmul de calcul al angrenajelor geometrice, se prezintă în tabelul (14.40), [4], pagina 93.

tipul melcului : tab.[14.40] pag.93 : melc evolventic, ZE

melcul de referință:

unghiul profilului : αn = 200

coeficientul înălțimii capului spirei melcului : ha* = 1

coeficientul jocului radial : c* = 0,2

coeficientul înățimei spirei : h* = 2,2

coeficientul grosimii de calcul a spirei : s0* = 0,5π = 1,5708

distanța dintre axe, aw: aw = 60 mm

modulul (axial), m : m = 3

raportul de transmitere, u : u = 7

numărul de începuturi ale melcului, z1: z1 = 4

numărul de dinți ai roții, z2: z2 = 28

coeficientul diametral al melcului, q: q = 12

sensul elicei melcului: dreapta

Parametrii de bază ai angrenajului :

– numărul de dinți ai roții, z2 , (pentru reductoare) :

z2 = uz1 = 74 = 28

– deplasarea specifică la roată, x :

se recomandă:

– diametrele de divizare, d1(2) :

– unghiul de pantă al melcului, γ :

tab.(14.47)[11] pag.100

γ = 18,4349 18 026 ’5 ’’

– înălțimea capului spirei melcului, ha :

– înălțimea spirei melcului, h1 :

h1= m h* = 3 2,2 =6,6 mm

– diametrul de cap (exterior) al melcului, da1 :

– diametrul de cap (exterior) al roții melcate, da2:

– diametrul maxim al roții, daM :

– raza de rotunjire a suprafeței exterioare a roții, R:

– lungimea melcului (a zonei cu dantură), b1:

b1=70 mm tab.(14.46)[11] pag. 39, din condiția :

Dimensiunile nominale de control.

Pentru verificarea profilului și pasului spirei melcului.

– raza cilindrului director (într-un plan tangent la acest cilindru profilul melcului este rectiliniu), r :

pentru melc ZE

– unghiul profilului (într-un plan tangent la cilindrul director), α:

pentru melc ZE

– pasul spirei melcului, pE:

pE = π m z1 = π 3 4 = 37,699 mm

– pasul axial al melcului, pentru verificarea poziției relative a spirei melcului;

pE = π m = π 3 = 9,4247 mm

Pentru verificarea poziției suprafețelor laterale (de lucru) ale spirelor melcului.

– coarda de divizare, :

– înălțimea la coarda de divizare, :

unde : sin2() =0,09999

cos() = 0,94868

– diametrul rolei de contact, D :

Dtab = 4,4 mm

se rotunjește conform tab.(14.15)[11] pag.39

– lungimea peste role, MD :

, pentru melci ZE, ZK1, ZN1

3.2 Forțele din angrenajul melcat cilindric.

Avem următoarele date inițiale de calcul :

Mt1 = 4774,65 Nmm;

Mt2 = 92946,5 Nmm;

γw = 18,4349

cos(αn) = 0,9396926

cos(γw) = 0,94868

tg(αn) = 0,3639702

Calculul forțelor din angrenajul melcat cilindric se face având în vedere relațiile de calcul din [11] pagina 130, și schema de calcul din figura 3.1.

forța tangențială, Ft [N]:

forța axială, Fa [N] :

forța radială, Fr [N] :

forța normală, Fn [N] :

Fig. 3.1 Forțele din angrenajul melcat cilindric

3.3 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]pag389

lungimea fusurilor pentru rulmenți:

lf = (0,3..1)d (9.3)[1]pag389

lungimea fusurilor pentru lagăre de alunecare:

lfF = (1,8..2,5)d (9.4)[1]pag389

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

Avem date :

Pentru mecanismul de orientare și fixare, la axul melcat:

Avem : Mt1 = 4774,65 Nmm

Fa1 = 3717,86 N

d1=20 mm

Pentru simplificarea problemei se vor neglija forțele Fr1 și Ft1 și se va considera exclusiv efectul forței paralele cu axa Ox : Fa1.

Forța Fa1 se reduce în centrul de greutate, al secțiunii din mijlocul șurubului melc, aplicând în G, două forțe egale și de sens contrar (Fa1) și (- Fa1).

Astfel apare momentul concentrat, M0:

M0 = Fa1Nmm

Forța axială ce solicită melcul la întindere :

Fa1= 3717,86 N

Reacțiunile verticale vor fi egale și de sens contrar, deoarece nu acționează forțe verticale, astfel în plan vertical :

Se calculează reacțiunile în plan vertical (V):

∑ (M)B =0 = VA 90 – M0

VA =N

VB = – VA = – 413 N

În figura 3.2, se prezintă diagrama de eforturi.

Fig. 3.2 Diagrama de eforturi arbore melcat

În plan orizontal (H) :

HA = – Fa1= – 3717,86

În intervalul A – C, bara va fi supusă și la solicitarea de întindere.

Forțele tăietoare sunt constante pe tot intervalul A – B, deoarece nu sunt forțe verticale.

Momentele încovoietoare se calculează :

A – C, x € (0, 45)

MAC = – VA x, MA = 0

MC = – VA 45 = – 18585 Nmm

B – C, x € (0, 45)

MBC = + VB x, MB = 0

MC = VB 45 = 18585 Nmm

Se observă că momentul încovoietor este maxim în secțiunea C :

M0 = 37178,6 Nmm

Mred =Nmm

Pentru dimensionare:

d mm (7.12)[1]

3.4 Proiectarea lagărelor arborelui melcat al mecanismului de orientare și fixare

De regulă alegerea rulmenților se finalizează cu indicarea simbolurilor ce permit procurarea rulmenților și cu precizarea montajelor admise de către proiectant, la fixarea rulmenților pe fusurile arborelui și la montarea lor în carcasele conjugate.

Ținând seama de recomandări, de mărimea și direcția forțelor preluate de reazemele arborilor, de viteza unghiulară, de modul de ungere preconizat, importanța și destinația ansamblului din care face parte lagărul, se poate face un calcul în vederea alegerii rulmenților.

Având în vedere mulțimea tipurilor de rulmenți fabricați în prezent și marea diversitate a condițiilor pe care aceștia trebuie să le satisfacă, pentru alegerea corectă a rulmenților este necesar să se țină seama de o serie de factori dintre care cei mai importanți sunt analizați în continuare.

Dar, în afara rulmenților, lagărele cu rulmenți mai conțin o serie de elemente specifice, cum ar fi : elemente privind fixarea axială a rulmenților pe arbore și în carcasă, capace, carcasă, elemente de etanșare ; dispozitive de ungere.

Presupune un calcul în vederea alegerii rulmenților standardizați care rezistă în condițiile solicitărilor ce apar și asigură o durabilitate convențională de funcționare.

Cunoscând raportul C/P, din tab.(14.6)[1]pag.415, se poate determina durabilitatea nominală [mil.rot] pentru rulmentul ales.

Din tab.(14.7)[1]pag.415, se alege durabilitatea nominală Lh a rulmentului funcție de (C/P) și n.

Se compară durabilitatea nominală determinată Lh în ore, cu cea recomandată în tab.(14.8)[1]pag.423, sau cu timpul de funcționare dat în tema de proiectare și dacă corespunde, operația de alegere a rulmenților se consideră încheiată și se prescrie simbolul rulmentului ales.

Se stabilește montajul de fixare a arborelui pe rulmentul dat.

Din STAS 3921-88, se alege un rulment axial cu bile pe un rând cu simplu efect, seria 51104.

Asupra rulmenților acționează sarcinile radială Fr și axială Fa.

Fa =395 N

Se va determina durata de funcționare a rulmenților din seria 302, diametrul pe care sunt montați rulmenții este d=60 mm.

Se calculează sarcina radială :

Fr =N

n = 967 rot/min

Lungimea de calcul lc =85 mm.

Numai sub acțiunea acestor forțe axiale, raportul F’a / Fr este întotdeauna mai mic decât factorul e, rulmentul calculându-se cu o sarcină echivalentă P = Fr.

În cazul când acționează și o forță axială exterioară din transmisie, trebuie să se determine forța axială corespunzătoare preluată de fiecare rulment.

Rulmenții radiali axiali, aflați numai sub acțiunea unei forțe radiale, sunt solicitați și de o componentă axială interioară :

F’a =0,5

Fig. 3.3 Rulment axial cu bile pe un rând cu simplu efect

Schema solicitării rulmenților, se prezintă-n figura de mai jos, montajul rulmenților fiind în O. La această lăgăruire fiecare din rulmenți va prelua sarcini axiale numai într-un sens, la acest tip de montaj al rulmenților în O, reglarea jocului axial se face prin inelul interior.

Din această schemă rezultă că sunt posibile trei cazuri :

a) F’a2 > Fa + F’a1

Pentru echilibrul ansamblului este necesar a se adăuga termenului drept al inegalității, o cantitate F’ :

F’a2 = Fa + F’a1 + F’

Prin urmare asupra lagărului din 1, va acționa o forță axială :

F’a1 + F’ = F’a2 – Fa = 0,5 – Fa

b) F’a2 = Fa + F’a1

Sistemul este în echilibru, fiecare rulment funcționează numai sub acțiunea sarcinii axiale interioare.

c) F’a2 < Fa + F’a1

Este asemănător cazului a), astfel :

F’a2 + F’ = Fa + F’a1

Asupra lagărului din 2 va acționa o forță axială mai mare decât F’a2 și egală ca valoare cu membrul drept cunoscut.

În cazul a), pentru rulmentul din reazemul 1, și în cazul c), pentru rulmentul din reazemul 2, se va pune condiția Fa / Fr e, determinându-se sarcina echivalentă funcție de această inegalitate.

În acest caz, pentru rulmenții adoptați 51104, pentru diametrele cuprinse între 40……… 80 mm, se alege Y =1,75.

FrA =N

FrB =N

Se calculează:

F’aA =0,5N

F’aB =0,5N

Se observă că :

F’aA < Fa + F’aB

89,6 < 395 + 10 =405 N

Rulmentul din reazemul 1 se va calcula ținând seama de faptul că forța axială ce acționează asupra acestuia este :

(Fa – F’aA ) /Fr1 =0,87 > e =0,37

Prin urmare:

P1 =0,4Fr1 + 1,6(Fa – F’ aA)= 628 N

P2 =Fr1 =348,52 N

3.5 Alegerea elementelor de orientare

La proiectarea elementelor de orientare trebuie să se stabilească construcția și dimensiunile acestora.

Ținând seama de faptul că în această categorie de elemente intră atât elementele simple cât și subansamblurile de centrare și fixare, la proiectarea elementelor de orientare fixe, mobile sau reglabile de tipul cepurilor, plăcuțelor, prismelor, bolțurilor cilindrice și conice, se va ține seama de următoarele aspecte:

cu cât abaterile de formă ale suprafețelor de orientare ale pieselor sunt mai mari cu atât mărimea suprafeței de contact a reazemului cu acestea trebuie să fie mai mică;

suprafețele reazemelor trebuie astfel alese încât să se poată curăța cât mai ușor de așchii și de alte particule materiale și pe cât posibil să fie vizibile pentru muncitor;

pentru o introducere ușoară a pieselor pe elementele de orientare sau între acestea trebuie să se prevadă elemente de preghidare;

având în vedere că de precizia dimensională și de poziție a acestor elemente depinde precizia care se realizează pe piesă, trebuie ca aceste elemente să fie rigide și rezistente la uzură, motiv pentru care suprafețele funcționale se tratează termic și se rectifică.

Dimensiunile elementelor de orientare cuprinse sau cuprinzătoare se stabilesc funcție de dimensiunile suprafeței piesei și de modul de introducere al pieselor pe elementele de orientare.

Dimensiunile elementelor de orientare de tipul cilindrilor exteriori, interiori, ghidajelor etc., pe care piesele trebuie să intre cu ușurință, se stabilesc conform figurii 3.5 și tabelului (2.1)[9].

Pentru bulonul de centrare poz.51 – avem:

precizia piesei la cota de realizat – treapta 9;

precizia piesei la suprafața de orientare – treapta 7;

precizia elementului de orientare – treapta 6;

poziția câmpului de toleranță pentru elementul de orientare Φ35 f7 (-0,025-0,050).

Fig. 3.5 Elemente de orientare de tipul cilindrilor exteriori și interiori

3.6 Alegerea sistemelor (subansamblurilor) de fixare

Din punct de vedere al forțelor și, respectiv, curselor realizate, un sistem de fixare poate fi considerat ca fiind compus dintr-o înlănțuire de cuple elementare, încât dacă se cunosc relațiile pentru acestea, se pot determina cu ușurință relațiile pentru orice sistem.

Considerând că pentru o cuplă elementară (cu filet, pană, excentric etc.) relația dintre forța la intrare Q și cea la ieșire S este de forma:

Si = Qi Ki, (2.1)[9]

Unde raportul de transmitere a forțelor Ki, înglobează și randamentul, rezultă că pentru un subansamblu complex relația dintre forța de ieșire S și cea de intrare Q este de forma:

S = Q K1 K2 K3 ……… Kn, (2.2)[9]

Unde n este un număr de cuple elementare care compun sistemul complex.

Având în vedere aceste considerații, în tabelul (2.10) se prezintă relațiile dintre forțele și cursele pentru cuple elementare, unele indicații de alegere și calcul al parametrilor constructivi. Frecările în cele mai multe cazuri sunt luate în considerare sub forma unor randamente de transmitere a forțelor.

Pentru cazul mecanismelor cu șurub cu cap sferic, fig.3.6, se calculează forța de ieșire din sistem S.

Fig. 3.6 Mecanism de fixare cu șurub cu cap sferic

S = [9]

tg α = [9]

e = p Θ / 2 π [9]

Avem:

momentul aplicat la șurub, M = 75000 Nmm;

diametrul mediu al filetului, d = 20 mm;

pasul filetului, p = 2,5 mm;

unghiul de rotire al șurubului în radiani, Θ = 2 π.

S = 48184,32 N

tg α = , α = 2,27852 = 2016’40’’

e = p Θ / 2 π = 2,5 mm

Pentru cazul mecanismelor cu șurub sau piuliță cu contact sferă pe con, fig.3.7, se calculează forța de ieșire din sistem.

S = [9]

Fig. 3.7 Mecanism de fixare cu șurub cu contact sferă pe con

Se calculează având următoarele date:

momentul aplicat la șurub, M = 75000 Nmm;

diametrul mediu al filetului, d = 22 mm;

pasul filetului, p = 1,5 mm;

unghiul de rotire al șurubului în radiani, Θ = 2 π;

coeficientul de frecare (oțel pe oțel), μ = 0,115;

diametrul de la baza sferei, D = 11 mm.

S = N

3.7 Elemente și subansambluri nenormalizate de dispozitive

În figura 3.8 se prezintă un reazem reglabil, gaura filetată pentru știftul de blocare a piuliței 1, se execută la montaj după înșurubarea acesteia.

Piulița 2 servește la blocarea reazemului.

Fig. 3.8 Reazem reglabil

În figura 3.9 se prezintă un mecanism cu bridă L antrenată prin piuliță și prezon, un mecanism de fixare de sus în jos cu accesul piesei pe direcția de fixare.

Fig. 3.9 Mecanism cu bridă L antrenată

prin piuliță și prezon

Se calculează forța de ieșire din sistem S, având următoarele date:

momentul aplicat la șurub, M = 80000 N;

coeficient de lucru, k10 = 1,15;

coeficientul de fixare, k16 = 1,05.

S = M k10 k16 = 80000 1,15 1,05 = 96600 N

3.8 Elemente standardizate și normalizate de dispozitive

Ca și elemente de orientare s-au ales cepuri de sprijin reglabil cu cap hexagonal bombat, STAS 8888 – 91, figura 3.10.

Din tabelul (4.3) [9] se aleg dimensiunile standardizate pentru cepul M20 x 125:

R = 12 mm; D = 35 mm; S (h13) = 30 mm; K = 22 mm;

h = 3 mm; c = 3,5 mm; f = 10 mm; t = 12 mm;

S1 = 17 mm; L1 = 100 mm; l1 = 125 mm.

Fig. 3.10 Cep de sprijin reglabil cu cap bombat

Din tabelul (4.11)[9] se alege un bolț de centrare, fig. 3.11, cu diametrul d* = 20 mm, ale căror dimensiuni standardizate sunt:

d1 = 12 mm;

L = 38 mm;

h = 10 mm;

h1 = 4 mm;

f = 1 mm;

a = 1 mm;

Fig. 3.11 Bolț de centrare

Ca și bridă se alege o bridă mobilă, STAS 5413 – 89, având următoarele dimensiuni standardizate:

d = 18 mm;

L = 125 mm;

l = 32 mm;

B = 45 mm;

H = 25 mm;

c1 = 12 mm;

c2 = 7 mm;

f = 10 mm;

r = 12 mm;

h = 6 mm;

șurubul de strângere – M16.

CAPITOLUL 4.

DETERMINAREA PREȚULUI DE COST

AL DISPOZITIVULUI DE FIXARE PENTRU STRUNJIREA

PIESELOR DE TIP – „BIELĂ ALCO”.

Dispozitivul de fixare pentru strunjirea pieselor de tip – bielă ALCO – poate fi încadrat ca fiind un dispozitiv special.

Determinarea cheltuielilor anuale pentru aceste dispozitive se face cu relația:

QDS= (1.11)[10]

unde:

QDS, cheltuieli anuale pentru aceste dispozitive

Cp, cheltuieli de proiectare

C, costul dispozitivului

Ce, cheltuieli de exploatare

Dacă notăm Cp/C=Kp, coeficiente de proiectare și Ce/C=Ke, coeficient de exploatare, atunci relația pentru calculul cheltuielilor anuale la dispozitive speciale va fi:

QDS= (1.12)[10]

QDS=15.075.000 lei

Din practica proiectării dispozitivelor s-a constatat că de cele mai multe ori cheltuielile de proiectare sunt mult mai mari decât cele de exploatare, ele pot atinge 50% din costul dispozitivelor. Se admite Kp=0,1……0,5, valori maxime luându-se pentru dispozitive speciale nedemontabile, iar Ke=0,3.

Timpul de exploatare T (sau de amortizare), se admite funcție de caracterul producției, durata producției, tipul dispozitivului.

Pentru dispozitive de complexitate medie se admite T=2….3 ani.

Stabilirea costului dispozitivului se face având în vedere următorii factori:

costul materialului

costul manoperei pe baza unor norme interne

pe baza unui deviz antecalcul

asimilări de prețuri de la dispozitive asemănătoare

prețuri de catalog

greutatea dispozitivului

costul diverselor materiale folosite (costul la kilogram)

costul manoperei

C = nr Cr (1.13)[10]

unde:

nr, numărul total de piese din care este construit dispozitivul (se stabilește din tabelul de componență al desenului de ansamblu);

Cr, costul mediu al unei piese componente, ce poate fi determinat statistic, pe baza unor costuri post-calculate ale unor dispozitive asemănătoare sau prin adoptarea unor valori aproximative.

Avem: nr=185 piese, care formează dispozitivul;

Cr1=15.000 lei, costul unei piese simple;

Cr2=200.000 lei, costul unei piese de complexitate medie;

Cr3=2.000.000 lei, costul unei piese de complexitate ridicată;

nr1=140 bucăți, piese simple;

nr2=40 bucăți, piese de complexitate medie;

nr3=5 bucăți, piese de complexitate ridicată;

Costul dispozitivului de fixare folosit în cazul strunjirii pieselor de tip „bielă ALCO” va fi:

C = 14015.000 + 40200.000 + 52.000.000= 20.100.000 lei

CAPITOLUL 5.

NORME DE TEHNICA SECURITĂȚII

MUNCII, PREVENIREA ȘI STINGEREA INCENDIILOR.

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

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

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

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

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

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

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

Strungurile automate trebuie să fie prevăzute cu apărători de stropi.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

BIBLIOGRAFIE

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

și piuliță,

Facultatea de inginerie, REȘIȚA,1993

2. Brăgaru, A.ș.a., – Proiectarea dispozitivelor, Volumul

1, Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1998

3. Calmanovici, T., – Culegere de probleme pentru mașini

unelte,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1974

4. Dobre, V., – Îndrumător pentru proiectarea

asamblărilor în construcția de mașini,

I.P.A.C.M., BUCUREȘTI, 2001

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

Volumul 1 și 2, Editura Universitatea

,, Eftimie Murgu’’ REȘIȚA, 1998

6. Mănescu, T., – Rezistența materialelor,

Volumul 1 și 2, REȘIȚA, 1995

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

al regimurilor de așchiere,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1974

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

așchiere, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1979

9. Tache, V.ș.a., – Elemente de proiectare a

dispozitivelor pentru

mașini unelte,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1985

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

Curs, Institutul de subingineri, REȘIȚA,1989

11. Vidoni, F., – Îndrumar de proiectare, asamblări

în construcția de mașini,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1984

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

de prelucrare și norme tehnice

de timp, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1983