Proiectarea Unui Suport Special CU Role

CUPRINS

CAPITOLUL 1

PREZENTAREA „SUPORTULUI

SPECIAL CU ROLE”. …………………………………………………………….3

1.1. Schema de principiu. …………………………………………………………3

1.2 Funcționarea „Suportului special cu role”. ………………………………….5

CAPITOLUL 2

TEHNOLOGIA DE EXECUȚIE A PIESEI

,, ȘURUB TRAPEZOIDAL’’. ………………………………………………………7

2.1. Analiza tehnologică a piesei. …………………………………………………10

2.2. Stabilirea tipului de producție și a

lotului optim. ………………………………………………………………………11

2.3. Alegerea semifabricatului. …………………………………………………13

2.4. Itinerariul tehnologic de prelucrare al piesei. ………………………………17

2.5. Calculul adaosurilor de prelucrare și stabilirea

dimensiunilor intermediare. ………………………………………………………21

2.6. Calculul regimurilor de așchiere. ……………………………………………25

2.7. Normarea tehnologică a operațiilor de așchiere. …………………………. .40

2.8. Prezentarea sculelor așchietoare și

mașinilor-unelte folosite. …………………………………………………………..46

CAPITOLUL 3

PROIECTAREA „SUPORTULUI

SPECIAL CU ROLE’’. …………………………………………………………….48

3.1. Proiectarea mecanismului șurub – piuliță,

cu frecare de alunecare. …………………………………………………………..48

3.2.Calculul arcului disc. ………………………………………………………..56

3.3. Cuțit de strunjit. Alegere și calcule

de verificare. ..………………………………………………………………………59

CAPITOLUL 4

PREȚUL DE COST AL SUPORTULUI

SPECIAL CU ROLE. ………………………………………………………………63

CAPITOLUL 5

NORME DE TEHNICA SECURITĂȚII MUNCII,

PREVENIREA ȘI STINGEREA INCENDIILOR. ……………………………….66

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

CAPITOLUL 1

PREZENTAREA „SUPORTULUI

SPECIAL CU ROLE”

1.1. Schema de principiu

Suportul special cu role este un subansamblu – parte funcțională – care se poate monta (adapta) pe un strung normal, folosit pentru strunjirea barelor (țevilor) lungi și subțiri, având zveltețe ridicată, diametrul semifabricatelor variind de la ø 15 la ø 60 mm.

Semifabricatul de prelucrat (bara, țeava), este orientată și fixată, între bacurile universalului strungului normal și vârful păpușii mobile.

Schema funcțională de principiu – cu raportare la numerele de poziții de pe desenul de ansamblu, a subansamblului „Suport special cu role” se prezintă în figura 1.1.

S-au notat următoarele părți componente:

1 – suportul rolei;

3 – ax rolă;

5 – rolă;

10 – piuliță;

11 – lagăr;

14 – rulment 51112;

15 – rulment NA 4909;

20 – piuliță trapezoidală;

23 – șurub trapezoidal;

24 – bucșă de bronz;

25 – piuliță;

26 – piuliță;

27 – bucșă de bronz;

28 – șurub trapezoidal;

29 – piuliță trapezoidală;

30 – portcuțit;

Fig. 1.1 Schema de principiu „Suport special cu role”

31 – cuțit de strung;

32 – arc disc;

33 – știft de blocare.

1.2 Funcționarea „Suportului special cu role”

Pentru a crea un sistem tehnologic elastic – M.S.D.P. – (mașină-unealtă, sculă, dispozitiv, piesă), semifabricatul de prelucrat trebuie să fie în permanență în contact cu rolele poz.5 (4 bucăți), evitându-se astfel apariția săgeților la piesa de prelucrat.

Suportul special cu role este montat pe ghidajele longitudinale ale strungului.

Rola poz.5 este montată pe axul rolei poz.3, prin intermediul rulmenților radiali cu ace poz.15, rulmenți având seria NA 4909 – STAS 7016 – 94.

Realizarea jocului axial optim la montajul rolei se realizează prin intermediul piuliței de reglare poz.10, de asemenea pentru a se putea prelua sarcinile axiale din procesul de strunjire se montează pe axul rolei rulmenții axiali cu bile, poz.14 – seria 51112 – STAS 3921 – 89.

Depărtarea și apropierea rolei de semifabricatul de prelucrat se realizează acționând cu o cheie hexagonală locașul șurubului trapezoidal poz.23, acesta acționând la rândul său piulița trapezoidală poz.20, montată presat în suportul rolei poz.1.2. și asigurată împotriva rotirii de știftul de blocare poz.21.

Se aplică o forță de strângere inițială, astfel încât rolele poz.5 să fie în contact cu semifabricatul de prelucrat. Prin intermediul arcurilor disc poz.32, se realizează o pretensionare, rezultând astfel contactul permanent dintre rolă și semifabricat.

Bucșele cu guler poz.24 respectiv poz.27 confecționate din bronz, au rol de lagăr de alunecare pentru șuruburile trapezoidale poz.23, respectiv poz.28, care realizează de fapt acționările principale ale acestui subansamblu.

Piulițele poz.25 și poz.26, filetate pe capetele șuruburilor trapezoidale poz.23 respectiv poz.28, au rolul de a asigura împotriva deplasării axiale cele două șuruburi trapezoidale.

Cuțitele de strung poz.31 în număr de patru, sunt montate în portcuțitele poz.30 (4 bucăți), fiind fixate prin intermediul unor șuruburi.

Funcție de numărul de treceri, la fiecare capăt de cursă cuțitele pot fi reglate, acționând cu o cheie hexagonală, locașul șurubului trapezoidal poz.28.

Șurubul trapezoidal acționează piulița trapezoidală poz.29, prin intermediul mișcării șurub – piuliță. Piulița trapezoidală este asigurată cu știftul de blocare poz.33, pentru a nu permite rotirea piuliței în corpul portcuțitului ales.

În cadrul sistemului tehnologic elastic astfel realizat, semifabricatul de prelucrat execută mișcarea principală de așchiere – o mișcare de rotație, scula de prelucrat, cele patru cuțite de strung poz.31 – realizează așchierea, rezultând astfel o productivitate mărită, în condițiile realizării unei precizii geometrice și dimensionale ridicate.

CAPITOLUL 2

TEHNOLOGIA DE EXECUȚIE A PIESEI

,, ȘURUB TRAPEZOIDAL’’

Organigrama de calcul se prezintă în figura 2.1, de mai jos :

Fig. 2.1 Organigrama de calcul a tehnologiei de execuție a șurubului trapezoidal

Piesa de prelucrat ,,șurub trapezoidal’’, se prezintă în figura 2.2, de mai jos :

Fig. 2.2 Șurub trapezoidal

2.1. Analiza tehnologică a piesei

a) Descriere constructivă

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

Precizie dimensională, realizare cote Ø 16 h6 (0-0,011), filet trapezoidal Tr 16 x 2 stânga, filet M 14 x 1;

Precizie geometrică, coaxialitate 0,02, diametre principale Ø 16 h6 și diametru exterior filet trapezoidal Ø 16;

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

Rugozitate impusă – zonă lagăr – Ra = 0,8 (m).

b) Descriere funcțională

Piesa face parte din subansamblul „Suport special cu role’’, subansamblu care se adaptează pe un strung normal, având rolul de a transmite mișcarea între piulița trapezoidală Tr 16 x 2 și suportul rolei.

La baza mișcării dintre componentele suportului special cu role se află mecanismul simplu de transmitere a mișcării șurub – piuliță.

c) Stabilirea bazelor tehnologice

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

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

Pentru cazul danturării sau mortezării, piesa se va orienta și fixa în planșaibă sau pe prisme.

d)Materialul de prelucrat

Piesa șurub trapezoidal se execută din OLC 45.

Din STAS 880 – 88, s-a ales un oțel carbon de calitate pentru tratament termic, destinat construcției de mașini, OLC 45.

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:

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.

2.2. Stabilirea tipului de producție și a lotului optim

În industria constructoare de mașini există trei tipuri de producții și anume:

producție de masă;

producție de serie;

producție individuală sau de unicate.

În producția de masă produsele se execută în mod continuu, în cantități relativ mari și într-o perioadă lungă de timp (de obicei câțiva ani).

O caracteristică principală a producției de masă o constituie nu cantitatea de produse livrate, ci efectuarea la majoritatea locurilor de muncă a acelorași operații cu repetare continuă.

Producția fabricației de masă constă din produse de aceeași natură (unele standardizate), tipuri stabilizate de largă utilizare. O astfel de producție este de exemplu, producția de motoare electrice, rulmenți, automobile etc.

În producția de serie se execută serii de produse și loturi de piese, care se repetă cu regularitate după anumite și bine stabilite perioade de timp.

O caracteristică principală a producției de serie o constituie repetarea periodică a executării acelorași operații la majoritatea locurilor de muncă.

Produsele acestui tip de producție sunt mașini de tipuri stabilizate, fabricate în cantități mai mari sau mai mici, ca de exemplu mașini-unelte, motoare staționare cu ardere internă, pompe compresoare, utilaje pentru industria alimentară etc.

În producția individuală sau de unicate se execută produse într-o nomenclatură foarte variată în cantități mici în majoritate unicate.

Datorită acestui fapt producția individuală trebuie să fie universală și foarte elastică pentru a se putea executa nomenclatura largă și foarte variată de produse.

Producția individuală este proprie industriei constructoare de mașini grele, ale cărei produse sunt turbine hidraulice mari, mașini-unelte grele unicate, utilaje metalurgice etc.

b) Stabilirea tipului de producție

Relațiile pentru stabilirea tipului de producție se extrag din [10] pagina 26.

Pentru determinarea tipului de producție s-a făcut un calcul preliminar al ritmului probabil de prelucrare cu relația :

Rt = [ore/buc]

unde : Ft – fondul de timp disponibil

Ft = [Zc – (Zl + Zs)] n s Ks [ore/an]

Avem :

Zc = 365 zile;

Zl = 104 zile libere;

Zs = 8 zile sărbători legale;

n = 8 ore/schimb;

s = 2 schimburi;

Ks = 0,8…………1, coeficient de corecție.

Ft = [365 – (104 + 8)] 0,982 =3643 ore/an

Se calculează apoi producția fizică, Qp :

Qp = 6000/n + 2000n =16750 buc/an

Ritmul de prelucrare, rt :

rt = ore/buc

Se calculează în final indicele de producție, Kt :

Kt =

Piesa de prelucrat – șurub trapezoidal – se pretează a se executa în producție de serie mică.

c) Calculul lotului optim de prelucrare

Numărul optim de piese din lot, este dat de relația :

nlot = [buc/lot]

unde :

k = 5………12, coeficient de pondere, se adoptă k = 7,5;

tpi = 28,5 min, suma timpilor de pregătire-încheiere;

tu = 19 min, suma timpilor unitari.

nlot = buc/lot

2.3. Alegerea semifabricatului

Organigrama de calcul se prezintă în figura 2.3.

Principalii indicatori la consumul de metal sunt următorii:

norma de consum

consumul specific

coeficientul de utilizare a metalului

procentul deșeurilor de metale

Fig. 2.3 Organigrama de calcul pentru alegerea semifabricatului

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

Relațiile pentru calculul consumului de material se extrag din [10] pagina 115.

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)[10] pag.115

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)[10] pag.115

unde:

Ct – consumul tehnologic.

Procentul deșeurilor de metal, rezultă din relația:

(5.39)[10] pag.115

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)[10] pag.115

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

( pondere, se adoptă k = 7,5;

tpi = 28,5 min, suma timpilor de pregătire-încheiere;

tu = 19 min, suma timpilor unitari.

nlot = buc/lot

2.3. Alegerea semifabricatului

Organigrama de calcul se prezintă în figura 2.3.

Principalii indicatori la consumul de metal sunt următorii:

norma de consum

consumul specific

coeficientul de utilizare a metalului

procentul deșeurilor de metale

Fig. 2.3 Organigrama de calcul pentru alegerea semifabricatului

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

Relațiile pentru calculul consumului de material se extrag din [10] pagina 115.

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)[10] pag.115

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)[10] pag.115

unde:

Ct – consumul tehnologic.

Procentul deșeurilor de metal, rezultă din relația:

(5.39)[10] pag.115

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)[10] pag.115

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

(5.41)[10]pag.116

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) pag.116 [10];

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 =

Calculul volumului semifabricatului :

VSEMIFABRICAT = π 1,92 10 = 113,41 cm3

Stabilirea densității materialului de prelucrat :

ρMATERIAL = 7,85 g / cm3

Calculul masei semifabricatului :

MSEMIFABRICAT = ρMAT. VSEMIFABRICAT = 7,85 113,41 = 890,3 g = 0,89 Kg

Calculul coeficientului absolut de utilizare :

KU =100 % = 100 % = 19,33 %

În calcul s-a considerat m = 0,172 Kg, masa piesei

Se alege un semifabricat tip bară laminată.

Fig. 2.4 Semifabricat tip bară laminată

2.4. Itinerariul tehnologic de prelucrare al piesei

Se pornește de la un semifabricat bară laminată, ca în figura 2.4.

005 Debitare mecanică la lungime L = 100 mm.

010 Tratament termic – îmbunătățire.

015 Strunjire frontal curat – cota 96, centruire capete – A2,5, STAS 1361 – 88.

020 Strunjire cilindrică exterioară (prindere între vârfuri), degroșare, în trepte.

021 strunjire cilindrică exterioară cota Ø 36, pe lungime 6, respectiv două tronsoane Ø 17, pe lungime 45;

022 strunjire cilindrică exterioară cota Ø 14,5 pe lungime 10, cota Ø 12 pe lungime 5, respectiv degajare cu raza R1;

030 Strunjire cilindrică exterioară finisare.

031 strunjire cilindrică exterioară finisare Ø 14 pe lungime 10, strunjire degajare 1,5, strunjire prag Ø 12 pe lungime 2, strunjire Ø 16,05 pe lungime 35;

032 strunjire filet cu degajare, M14 x 1, pe lungime 8,5;

033 strunjire filet trapezoidal, Tr16 x 2 stânga, pe lungime 38;

034 teșire + strunjire raze de racordare, conform desen execuție.

040 Frezare canal de pană, b = 5 –0,012-0,042 mm, t1 = 3 +0,10 mm, pe lungime l = 10 mm, cu respectare cotă 13+0,10.

050 Găurire Ø 9,5 pe lungime 14, locaș pentru frezare hexagon.

060 Frezare II – hexagon D = 9,4 mm, S = 8 mm, pe lungime 12.

070 Tratament termic : călire și revenire înaltă.

080 Rectificare rotundă exterioară, Ø 16 h6 (0–0,011) pe lungime 30.

Ø 30 k5 – pe lungime 29;

Ø 30 h6 – pe lungime 25;

Ø 25 j5 – pe lungime 38.

090 Tratament termic: călire plus revenire înaltă.

100 Ajustare, debavurare, marcare.

110 CTC : măsurare cote importante.

2.5. Calculul adaosurilor de prelucrare și stabilirea dimensiunilor intermediare

2.5.1. Metoda de calcul analitic al adaosului de prelucrare

Relațiile de calcul analitic al adaosului de prelucrare se extrag din [9] pagina 44.

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) +

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

ACmin = RZp + SP +ρP + ЄC

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;

εc – eroarea de așezare la faza de prelucrare considerată.

Dacă considerăm o secțiune longitudinală la o piesă prelucrată prin așchiere, datele anterioare s-ar sintetiza prin figura 2.5.

Fig. 2.5 Secțiune longitudinală la o piesă prelucrată prin așchiere

Organigrama de calcul a adaosurilor de prelucrare se prezintă în figura 2.6 :

Fig. 2.6 Organigrama de calcul a dimensiunilor intermediare

2.5.2.Calculul propriu-zis al adaosului de prelucrare

Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru suprafața cilindrică Ø16 0-0,011, se face considerând operațiile și fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.

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

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

RZp=25 μm

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

ρP = 2ΔC lC

ΔC = 0,4 μm/mm, tab.(1.4), curbarea specifică

lC = 100 mm

ρP = 2 0.4 100 = 80 μm

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

Adaosul minim pentru rectificare este:

2ACmin = 2(RZp + ρP)= 2(25 + 80)= 210 μm

Din tabelul (7.19), [5], obținem toleranța pentru operația precedentă – strunjire conform clasei 6 de precizie:

Tp =170 μm

Deci adaosul nominal pentru rectificare este:

2ACnom= 2ACmin + Tp = 210 + 170 = 380 μm

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

dmax = 16 + 0,380 = 16,380 mm, se rotunjește

dmax = dnom= 16,4 mm

dmin = 16,4 – 0,170 = 16,23 mm

Operația de strunjire se va executa la cota Ø 16,40-0,17 mm

b) Strunjire (operația precedentă este forjarea):

RZp = 150 μm

SP = 250 μm

ρP =

unde:

ρc= 2 Δc lc

Δc = 0,12 μm/mm

ρc = 20,12100 = 24 μm

lc = 100 mm

ρcentr.= 0,25

T = 1200 μm

ρcentr.= 0,25= 0,390 mm= 390 μm

ρP== 392 μm

Adaosul de prelucrare minim pentru strunjire este:

2ACmin = 2(RZp + Sp) +2ρP = 2 400 + 2392 = 1584 μm

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

Ai = 0,7 mm

Adaosul nominal calculat pentru strunjire, este:

2ACnom =2ACmin + Ai= 1,584 + 0,7 = 2,284 mm

Dimensiunea nominală a barei forjate se calculează:

dnom.sf.= dmax + 2ACnom = 16,4 + 2,284 = 18,684 mm

Se alege o bară laminată, cu diametrul standardizat:

Ø 38+0,5-0,7 mm

c) Calculul adaosului de prelucrare pentru suprafața frontală, L= 96 (mm):

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

Din tabelul (3.6), [9]:

RZp + Sp = 0,3 mm

ρP = 0,010 D = 0,01038 = 0,38 mm, neperpendicularitatea capătului barei față de axa semifabricatului.

Din tabelul (3.6), se extrage abaterea inferioară la lungimea semifabricatului inel forjat:

Ai = 1,3 mm

Adaosul minim calculat este:

2ACnom =2ACmin + Ai= 1,36 + 1,3 = 2,66 mm

unde:

2ACmin = 2(RZp + Sp) +2ρP = 20,3 + 2 0,38 = 1,36 mm

Dimensiunea nominală pentru debitare este:

Lnom = 96 +2,66 = 98,66 mm; se rotunjește,

Lnom = 100 mm

La debitare se va respecta cota: 145 1,3 mm

Valoarea efectivă a adaosului nominal este:

2ACnom = 100 – 96 = 4 mm

Pentru fiecare suprafață frontală adaosul este:

ACnom = 2 mm

2.6. Calculul regimurilor de așchiere

Relațiile de calcul tehnologic al regimurilor de așchiere se extrag din [14] pagina 84.

Se va face calculul regimurilor de așchiere pentru următoarele 6 operații :

strunjire cilindrică exterioară degroșare;

strunjire cilindrică exterioară finisare;

găurire;

filetare;

frezare canal de pană;

rectificare rotundă exterioară.

a) Strunjire cilindrică exterioară degroșare

Date inițiale :

dimensiunea finală a piesei: d2 = 17 mm;

dimensiunea inițială a piesei: d1 = 38 mm;

lungimea de prelucrat l = 90 mm;

mașină unealtă cu randamentul: = 0,85, Sn 400 x 1500;

cuțit P10, = 700, = 6…100, = 10…150, r = 1 mm, q = 32×20 mm.

Se calculează adaosul de prelucrare:

AP1 = mm

Modul de lucru:

numărul de treceri i = 6;

adâncimea de așchiere t = 10,5/6 = 1,75 mm;

durabilitatea T = 90 min, pentru cuțit din P10 – carburi metalice;

avansul s, tab.(10.6)[14]pag 87: s = 0,4 mm/rot, așchiere cu răcire;

viteza de așchiere:

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)[14]pag.84 pentru oțel carbon OLC 45;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[14];

T = 90 min – durabilitatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[14]pag.86;

t = 1,75 mm – adâncimea de așchiere;

s = 0,4 mm/rot – avansul de așchiere;

cuțit cu secțiunea 32 x 20 mm, ASecțiune transversală = 640 mm2

kv – coeficient de corecție obținut ca produs al coeficienților k1 ……… k9.;

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

k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale;

unde: = 0,08 – exponent funcție de material de prelucrat – oțel

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal;

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

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar;

unde: a = 15, pentru scule armate cu plăcuțe dure

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

unde: = 0,1 – pentru degroșare

k5 – coeficient funcție de materialul părții așchietoare a sculei;

k5 = 1,

k6 – coeficient funcție de materialul de prelucrat;

k6 = 1,

k7 – coeficient funcție de modul de obținere a semifabricatului;

k7 = 1, pentru oțel fără țunder

k8 – coeficient funcție de starea stratului superficial al semifabricatului;

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare

kv = 1,0052 0,7671 0,9744 0,933 1 1 1 1 = 0,701

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:

n = 1200 rot/min, turație aleasă din gama M.U. – SN 400 x 1500

recalcularea vitezei reale:

viteza de avans, vf = n s = 1200 0,4 = 480 mm/min

forța principală de așchiere:

Fz= C4 tx1sy1HBn1 [daN]

unde:

C4 = 3,57 – coeficient funcție de materialul de prelucrat;

x1, y1 – exponenții adâncimii și avansului de așchiere x1 = 1; y1 = 0,75;

n1 = 0,75 – exponentul durității materialului de prelucrat;

HB = 207 – duritatea materialului de prelucrat OLC 45, tab.(10.13)[14];

Fz =3,571,7510,40,752070,75 = 171,5 daN

F = 1,1Fz [daN] , tab.(10.23)[14] F = 188,63 daN

puterea de așchiere:

verificarea puterii motorului:

unde: PME = 7,5 kW, puterea motorului electric de acționare pentru un strung SN 400 x 1500.

b) Strunjire cilindrică exterioară finisare

Date inițiale :

dimensiunea finală a piesei: d2 = 16,05 mm;

dimensiunea inițială a piesei: d1 = 17 mm;

lungimea de prelucrat l = 35 mm;

mașină unealtă cu randamentul: = 0,85, Sn 400 x 1500;

cuțit P10, = 700, = 6…100, = 10…150, r = 1 mm, q = 32×20 mm.

Se calculează adaosul de prelucrare:

AP1 = mm

Modul de lucru:

numărul de treceri i = 2;

adâncimea de așchiere t = 0,475/2 = 0,237 mm;

durabilitatea T = 90 min, pentru cuțit din P10 – carburi metalice;

avansul s, tab.(10.6)[14]pag 87: s = 0,15 mm/rot, așchiere cu răcire;

viteza de așchiere:

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)[14]pag.84 pentru oțel carbon OLC 45;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[14];

T = 90 min – durabilitatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[14]pag.86;

t = 0,237 mm – adâncimea de așchiere;

s = 0,15 mm/rot – avansul de așchiere;

cuțit cu secțiunea 32 x 20 mm, ASecțiune transversală = 640 mm2

kv – coeficient de corecție obținut ca produs al coeficienților k1 ……… k9.;

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

k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale;

unde: = 0,08 – exponent funcție de material de prelucrat – oțel

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal;

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

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar;

unde: a = 15, pentru scule armate cu plăcuțe dure

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

unde: = 0,2 – pentru degroșare

k5 – coeficient funcție de materialul părții așchietoare a sculei;

k5 = 1,

k6 – coeficient funcție de materialul de prelucrat;

k6 = 1,

k7 – coeficient funcție de modul de obținere a semifabricatului;

k7 = 1, pentru oțel fără țunder

k8 – coeficient funcție de starea stratului superficial al semifabricatului;

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare

kv = 1,0052 1 1 0,8705 1 1 1 1 = 0,875

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:

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

recalcularea vitezei reale:

viteza de avans, vf = n s = 1500 0,15 = 225 mm/min

forța principală de așchiere:

Fz= C4 tx1sy1HBn1 [daN]

unde:

C4 = 3,57 – coeficient funcție de materialul de prelucrat;

x1, y1 – exponenții adâncimii și avansului de așchiere x1 = 1; y1 = 0,75;

n1 = 0,75 – exponentul durității materialului de prelucrat;

HB = 207 – duritatea materialului de prelucrat OLC 45, tab.(10.13)[14];

Fz =3,570,23710,150,752070,75 = 11,13 daN

F = 1,1Fz [daN] , tab.(10.23)[14] F = 12,24 daN

puterea de așchiere:

verificarea puterii motorului:

unde: PME = 7,5 kW, puterea motorului electric de acționare pentru un strung SN 400 x 1500.

c) Găurire – pe strung

Date inițiale:

diametrul de prelucrat, d =9,5 mm;

lungimea de prelucrat, l = 14 mm.

Pentru prelucrarea găurilor cu o lungime l 10D, se alege din STAS 575–80, tipul de burghiu din Rp 5, pentru prelucrarea materialului – oțel OLC 45.

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

unghiul la vârf, 2ж0 =1200, funcție de materialul de prelucrat, conform tabelului (12.11)[14];

unghiul de așezare α0 =130, tabelul (12.11)[14];

durabilitatea economică T= 12 min, tabelul (12.6)[14].

Adâncimea de așchiere pentru găurire în plin, t, mm:

t = d / 2 = 9,5 / 2 = 4,75 mm

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

s = Ks Cs d0,6 [mm/rot]

unde:

Ks = 1, coeficient de corecție, funcție de lungimea găurii, pentru l < 3D;

Cs = 0,047, coeficient de avans, tabelul (12.9)[14];

d = 9,5 mm, diametrul burghiului.

s =10,047 9,50,6 = 0,18 mm/rot

se alege avansul s = 0,18 mm/rot

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

vp = [m/min]

Valorile coeficienților Cv și ale exponenților zv, yv, m, sunt date-n tabelul (12.22)[14].

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

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

Coeficientul de corecție Kvp, este produsul coeficienților dați în tabelul (12.23)[14], ce țin seama de factorii ce influențează procesul de burghiere :

Kvp =KMv KTv Klv Ksv

unde:

KMv , coeficient funcție de materialul de prelucrat;

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

Ksv , coeficient funcție de starea oțelului;

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

Toți coeficienții se extrag din tabelul (12.23)[14], având următoarele valori:

KTv =0,87; Klv = Ksv = 1; KMv =0,891

Kvp =0,87110,891=0,7752

Se calculează viteza de așchiere :

vp =m/min

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

n =rot/min

Valoarea obținută se pune de acord cu turațiile mașinii–unelte, tabelul (3.22)……..(3.33)[14], pe care se face prelucrarea alegându-se turația imediat inferioară sau superioară dacă nu s-a depășit Δv < 5%.

se alege n = 600 rot/min, din gama de turații ale mașinii-unelte, SN 400 x 1500.

Se calculează-n continuare viteza reală de așchiere .

vr =m/min

Viteza de avans va avea expresia :

vf = n s = 600 0,18 = 108 mm/min

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

F=CF1 DxF syF KF [daN]

M= CM1 tzF syF KM [daNcm]

Coeficienții și exponenții forței și momentului de așchiere se dau în tabelul(12.38)[14], astfel: xF =1,07 ; yF = 0,72 ; CF = 63

XM =1,71 ; yM = 0,84 ; CM = 6,4

Unde:

KF – coeficient de corecție al forței obținut ca produs al următorilor coeficienți:

KF = KaF KsaF K F K F = 0,75 0,97 1 1,19 = 0,866

KaF = 0,75, coeficient de ascuțire din tabelul (12.41)[14];

KaF = 0,97, coeficient de supraascuțire din tabelul (12.42)[14];

KaF = 1, coeficientul unghiului de atac din tabelul (12.43)[14];

KaF = 1,19, coeficient funcție de grosimea a miezului din tabelul (12.44)[14].

F= 63 9,51,07 0,180,72 0,866 = 176,53 daN

M= 6,7 9,51,71 0,180,84 1,11 = 82,74 daNcm

Puterea la găurire, P, kw :

Pc =kw

unde :

Mt , momentul de torsiune la găurire;

n, turația burghiului, sau a piesei.

Puterea totală – verificarea motorului:

PMe = 7,5 kw

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

Pc / ηMU = 0,51 / 0,85 = 0,599 kw PMe = 7,5 kw

d) Filetare, M14 x 1

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

Se aleg dimensiunile la prelucrarea filetelor metrice, din [14] tab.(8.57), astfel:

dmax = 14 – 0,10 = 13,9 mm

dmin = 14 – 0,20 = 13,8 mm

Din [14] tab.(8.57), se aleg următoarele adaosuri pentru filetare, funcție de pasul filetului :

p = 1 mm

adaosul de prelucrare total, AP = 0,650 mm;

adaosul de prelucrare, la degroșare APD = 0,550 mm;

adaosul de prelucrare, la finisare APF = 0,10 mm.

Din același tab.(8.57), se stabilesc numărul de treceri, i:

iD = 6 treceri, pentru degroșare;

iF = 2 treceri, pentru finisare.

Adâncimile de așchiere pe trecere:

pentru degroșare, tD ===0,0916 mm

pentru finisare, tF ===0,05 mm

Avansul la filetare:

s = p = 1 mm

Durabilitatea economică a sculei așchietoare:

Tec = 30 min,

Viteza de așchiere, funcție de tipul filetării și al sculei așchietoare, se alege din tab.(9.40)[14]:

vtab = 33 m/min

Se aplică următorii coeficienți de corecție:

K1= 0,8; pentru prelucrarea filetelor cu degajare, tab.(9.32)[14];

K2 =1,1; pentru durabilitatea sculei, tab.(9.40)[14].

Viteza de așchiere:

vC = vtab.K1K2= 0,81,133 = 29,04 m/min

Turația semifabricatului:

n ===660 rot/min

Din caracteristicile M.U.- SN 400×1500, se alege turația reală, tab.(10.1)[14]:

nr = 600 rot/min

Se recalculează viteza reală de așchiere:

vr = == 26,39 m/min

Puterea la filetare, pentru material – oțel:

Ne = 24,2 10-3 p1,7 KMN i-0,71 [kw]

unde:

KMN =, coeficient de corecție funcție de duritatea materialului – oțel OLC 45.

Avem: p =1 mm; v = 26,39 m/min; i = 6 treceri pentru degroșare.

Puterea la filetare

Ne =0,1626 kw

Verificarea puterii motorului:

PMe kw;

unde pentru mașina-unealtă SN 400×1500, avem: PMe = 7,5 kw

e) Frezare canal de pană

Scula: freză disc cu trei tăișuri, din oțel rapid Rp5.

Avem următorii parametri:

adâncimea de așchiere, t = 3 mm;

lungimea de contact, tl = b = 5 mm;

diametrul frezei, Ds = 5 mm;

numărul de dinți al frezei, zs= 5 dinți.

Avansul pe dinte, sd, la frezare, se alege din tabelul (2.1)[13] pagina 44:

sd = 0,01 mm/dinte

Avansul pe rotație, sr, se calculează cu formula:

sr = sd zs [mm/rot]

sr = 0,01 5 = 0,05 mm/rot

Viteza economică de așchiere, se calculează cu relația:

vp = [m/min]

Unde:

T = 240 min, durabilitatea frezei;

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

Cv = 64,7; m = 0,2; qv = 0,25; xv = 0,2; yv = 0,4; rv = 0,1; nv = 0,1;

Kv – coeficient global de corectare a vitezei de așchiere, obținut ca produs de coeficienți:

Kv =KmKsKж

Km, coeficient funcție de caracteristicile materialului de prelucrat;

Km = Cm

Unde:

Cm = 1, coeficient de material, tab.(2.7)[13];

σr = 66 daN/mm2, rezistența la rupere a materialului de prelucrat – OLC 45;

u = 0,8; pentru oțel carbon și oțel aliat cu σr = 55……85 daN/mm2;

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

Km = 1 =1,1076

Ks, coeficient funcție de materialul sculei;

Ks = 0,85

Ksup, coeficient ce se aplică numai suprafețelor laminate;

Ksup = 0,8

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

Kж = 1,05

Coeficientul de corectare Kv, are valoarea:

Kv= 1,1076 0,85 0,8 1,05 = 0,7908

Viteza economică de așchiere corectată, este:

ve = m/min

Se calculează turația frezei, cu formula:

ns = rot/min

Se alege n = 900 rot/min, din gama mașinii de frezat FWn 200 x 630, 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

Viteza de avans va fi:

s = sd z n = 0,05 900 = 45

Forța tangențială de așchiere, se calculează:

Ft = 9,8 CF [N]

unde:

KF, coeficient de corecție, se calculează cu formula:

KF =KV Kγ

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; uF = 1; qF = 0,86;

Ft = 68 50,86 0,010,74 31 51 5 –0,861= 33,77 N

Puterea efectivă la frezare, se calculează cu relația:

Pa =kw

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

Considerând ηa = 0,85, și puterea nominală a mașinii de frezat FWn 200 x 630, PME =1,6 kw, se obține:

0,078 1,6 0,85 = 1,36 kw

f) Rectificare rotundă exterioară

Relațiile de calcul pentru rectificare rotundă exterioară se dau în tabelul (18.10)[14]pagina 184. Se dau următoarele date de calcul:

diametrul final după rectificare – d2 = 15,99 mm;

diametrul inițial de prelucrat – d1 = 16,05 mm;

adâncimea de așchiere – t = 0,06 mm.

Se alege discul abraziv E40KC, având următoarele semnificații:

E electrocorindon;

granulația 40;

duritatea K;

liant ceramic C;

diametrul discului abraziv, D = 300 mm.

Lățimea discului de rectificat se recomandă a se alege în funcție de lungimea găurii care se prelucrează. Pentru L = 35 mm Bdisc abr = 40 mm

Avansul de trecere longitudinal sl:

Unde:

= 0,5 – coeficient în fracțiuni din lățimea discului abraziv, tab.(18.12)[14];

Avansul de pătrundere, t [mm/rot], din tab.(18.12)[14]:

t = 0,015 mm/rot

Viteza de așchiere – viteza periferică a discului de rectificat la mers în gol:

se recomandă: v = 30 m/s

Viteza periferică a piesei, vp:

Unde:

d1 = 16,05 mm, diametrul de rectificat;

T = 15 min, durabilitatea economică a discului abraziv, tabelul(18.14)[14];

t = 0,015 mm/rot, avansul de pătrundere;

K1 = 0,95, coeficient funcție de natura materialului, tabelul (18.13)[14];

K2 = 0,82, coeficient funcție de dimensiunile discului abraziv, tabelul (18.13)[14];

Turația piesei:

Din caracteristicile mașinii-unelte de rectificat exterior WMW – SRA 240 x 800, se alege turația reală a piesei:

np = 100 rot/min

Se recalculează viteza periferică a piesei:

Forța de așchiere la rectificare rotundă exterioară:

Fz = CF vp0,7 sl0,7 t0,6 [daN]

Unde:

CF = 2,2, coeficient funcție de natura materialului – pentru oțel călit;

Fz = 2,2 5,0420,7 200,7 0,0150,6 = 4,473 daN

Puterea la rectificare rotundă exterioară, puterea efectivă a discului abraziv:

v = 30 m/s, viteza periferică a discului abraziv;

Fz = 4,473 daN, forța principală de așchiere.

kW Nmot.acțion. disc = 3,2 kW

Puterea de acționare a piesei:

v = 5,042 m/min, viteza periferică a piesei.

2.7. Normarea tehnologică 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]

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.

Relațiile de calcul în vederea normării operațiilor de așchiere se dau în [13] pagina 60.

a) Strunjire cilindrică exterioară degroșare

Date inițiale:

n = 1200 rot/min;

s = 0,4 mm/rot;

vs = n s = 480 mm/min;

l = 90 mm;

l1 =(0,5……2) = 2,5 mm;

l2 =(1……5) = 2,5 mm;

i = 6.

Timpul de bază, tb, va fi:

= 1,194 min

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 = 18 min

Lotul de piese: n = 20 buc.

Norma de timp la strunjire cilindrică exterioară degroșare:

min

b) Strunjire cilindrică exterioară finisare

Date inițiale:

n = 1500 rot/min;

s = 0,15 mm/rot;

vs = n s = 225 mm/min;

l = 35 mm;

l1 = (0,5……2) = 2 mm;

l2 = 0 mm;

i = 2.

Timpul de bază, tb, va fi:

= 0,328 min

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 = 13 min

Lotul de piese: n = 20 buc.

Norma de timp la strunjire cilindrică exterioară finisare:

min

c) Găurire – pe strung

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația următoare:

min

Unde: l = 14 mm

l1 = = 4,5 mm

l2 = (0,5……4) = 2,5 mm

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, min.:

Timpul de deservire tehnică, tdt, min.:

Timpul de deservire organizatorică, tdo, min.:

Timpul de odihnă și necesități firești, ton , min.:

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi, min.:

Tpi = 8 min

Lotul de piese: n = 20 buc.

Norma de timp la găurire pe strung:

min

d) Filetare

Date inițiale:

s = p =1,5 mm, pasul filetului;

id = 7 treceri;

if = 2 treceri;

n = 150 rot/min, turația la filetare;

l = 34 mm, lungimea filetului;

v = 23,56 m/min, viteza de așchiere.

Funcție de diametrul (d) și lungimea filetului (l), se alege timpul operativ tabelar direct din tabelul (11.6)[14]:

TOP.tab. = 2,3 min

Se aplică următorii coeficienți de corecție:

K1 = 0,8; funcție de cantitatea de piese, tab.(11.6)[14];

K2 = 1; funcție de rezistența piesei, tab.(11.7)[14];

K3 =;

K4 = .

top = K1 K2 K3 K4 TOP.tab. = 0,8 11,97 1,33 2,3 = 4,83 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 = 8 min

Numărul de piese din lot: n = 20 buc

Norma de timp, la filetare cu cuțitul:

min

e) Frezare canal de pană

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (8.11) [13]:

tb = min

unde:

L = l1 +l2 +l3 = 12 mm;

sd z n = 45 mm.

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta,

ta = ta1 + ta2 + ta3 = 0,29 +0,42 +0,15 + 1,14 = 2 min

Timpul de deservire tehnică, tdt,

Timpul de deservire tehnico-organizatorică, tdo,

tdo = top min

Timpul de odihnă și necesități firești, ton,

Timpul de pregătire încheiere, tpi,

tpi = 12 min

Lotul de piese: n = 20 buc.

Norma de timp la frezare canal de pană:

min

f) Rectificare rotundă exterioară

Timpul de bază se calculează conform relației:

[min]

Unde:

K = 1,3, coeficientul pentru faza de degroșare;

h = 0,03 mm, adaosul de prelucrare;

vsp = t np = 0,015 100 = 15 mm/min.

min

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tabelul(12.79)[13]:

ta = 0,22 + 0,13 = 0,35 min

Timpul de deservire a locului de muncă, tdr, tabelul(12.82)[13]:

min

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tabelul(12.83)[13]:

min

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tabelul(12.84)[13]::

min

Timpul de pregătire-încheiere:

min

Lotul de piese: n = 20 buc

Norma de timp la rectificare rotundă exterioară:

Tn = tb +ta +tdr +tdo+ ton += 2,119 min

2.8. Prezentarea sculelor așchietoare și mașinilor-unelte folosite

Caracteristicile tehnice principale ale strungului universal SN 400×1500, se extrag din [13] tabelul (10.1) și se prezintă în tabelul de mai jos:

Sculele așchietoare folosite la strunjire sunt diferite tipuri de cuțite standardizate :

cuțit drept pentru degroșat, STAS 6376 – 86;

cuțit încovoiat pentru degroșat, STAS 6377 – 87;

cuțit frontal stânga dreapta, STAS 6382 – 87;

cuțit lat, STAS 6380 – 88;

cuțit încovoiat pentru degroșare, STAS 352 – 87;

cuțit pentru interior, STAS 6384 – 87;

cuțit pentru colț interior, STAS 357 – 87.

Din tabelul (10.3) [13], se alege o mașină de frezat, FWn 200×630 , având următoarele caracteristici tehnice principale:

Din tabelul (10.10) [13], se alege mașina de rectificat exterior ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul de mai jos:

Discul abraziv E40KC, STAS 601/1 – 84, cu:

E, materialul abraziv din electrocorindon;

40, granulația;

K, duritatea;

C, liant ceramic.

CAPITOLUL 3

PROIECTAREA „SUPORTULUI

SPECIAL CU ROLE’’

3.1. Proiectarea mecanismului șurub – piuliță, cu frecare de alunecare

a) Mecanisme șurub-piuliță (șuruburi de mișcare)

La mecanismele șurub-piuliță se pot întâlni următoarele combinații de mișcări: (piulița este fixă, șurubul executând atât mișcarea de rotație, cât și cea de translație (cricurile și presele cu șurub); șurubul este fix, piulița executând atât mișcarea de rotație, cât și mișcarea de translație (chei speciale de strângere); șurubul execută numai mișcarea de rotație, piulița executând mișcarea de translație (menghine, mecanismele de avans de la mașinile-unelte); piulița execută numai mișcarea de rotație, șurubul executând o mișcare de translație (cricul cu piuliță rotitoare).

Profilul filetului se alege în funcție de caracterul sarcinii transmise de mecanism (statică sau variabilă), de sensul acesteia, de condițiile funcționale și de randament. La sarcini mici se folosește filetul pătrat iar la sarcini mari cel trapezoidal; în cazul sarcinilor variabile se poate utiliza filetul rotund sau ferăstrău.

Șuruburile de mișcare se execută din oțel carbon, în cazul acționării manuale și din oțel carbon de calitate sau din oțeluri aliate, în cazul acționării mecanice. Piulițele se execută dintr-un material antifricțiune (aliaj de bronz sau fontă), când soluția constructivă permite acest lucru, în scopul evitării uzării premature a șurubului.

La proiectarea unui mecanism șurub-piuliță trebuie rezolvate probleme privind structura și cinematica mecanismului, calculul de rezistență al pieselor componente, stabilirea formei constructive a ansamblului și a elementelor componente.

Șuruburile mecanismelor șurub-piuliță se dimensionează la solicitarea de compresiune (tracțiune), urmând a fi verificate la solicitări compuse și la stabilitate. Calculul piulițelor urmărește – în principal – stabilirea numărului necesar de spire și a lungimii acestora.

Relațiile de calcul și recomandările privind alegerea parametrilor de calcul sunt date în tabelul (2.15)[1], schema logică de calcul fiind prezentată în figura 3.1.

Randamentul mecanismelor șurub-piuliță se poate calcula cu relațiile din tabelul (2.16)[1].

Schema logică pentru proiectare se prezintă în figura 3.1:

Fig. 3.1 Schema logică pentru proiectarea

mecanismelor șurub – piuliță

b) Schema cinematică a mecanismului cu șurub de mișcare

În figura 3.2 se prezintă schema structurală a mecanismului șurub-piuliță pentru cazul acționării piuliței montate pe suportul special cu role, de către șurubul trapezoidal de acționare.

S-au notat următoarele părți componente:

șurub de mișcare;

piuliță;

cuplă de translație;

cuplă de rotație;

porțiune profilată hexagonală.

Șurubul de mișcare 1, deplasează orizontal piulița conjugată 2, care este solidară cu cupla de translație 3. Se produce astfel deplasarea părții mobile a suportului și cursa activă în raport cu elementul fix 0. Cupla de rotație 4, împiedică deplasările axiale nedorite ale șurubului de mișcare 1.

Porțiunea profilată hexagonal, a șurubului de mișcare, este notată cu 5 și servește la montarea cheii de acționare a suportului.

Fig. 3.2 Schema structurală a mecanismului șurub-piuliță

în cazul acționării suportului cu role de către șurubul trapezoidal

c) Elemente de cinematică

Pornind de la unele cerințe impuse în tema de proiectare (tipul mecanismului, caracteristicile tehnice și funcționale ale acestuia, etc.), se analizează variantele existente în literatura tehnică de specialitate, precum și cele cunoscute din experiența practică proprie.

În baza acestei analize se adoptă o schemă de principiu pe baza căreia se realizează schema cinematică cu care se studiază desmodromia M.S.M. (mecanismelor cu șurub de mișcare).

Pentru a simplifica analiza desmodromiei M.S.M., se utilizează schemele cinematice care nu conțin cuple cinematice superioare și nici elemente și cuple cinematice pasive.

Mecanismele astfel obținute sunt echivalente cinematic cu cele date inițial.

În figura 3.3 se prezintă schema cinematică echivalentă a mecanismului cu șurub de mișcare (M.S.M.), pentru cazul acționării piuliței montate pe suportul special cu role, de către șurubul trapezoidal de acționare.

Fig. 3.3 Schema cinematică echivalentă

d) Calculul de rezistență al șurubului de mișcare cu frecare de alunecare

Se consideră șurubul de mișcare, al mecanismului care trebuie să realizeze o forță de strângere:

Fa = 6000 N

Forța totală de strânge pe suportul special cu role va fi:

Ftot strângere = 3 Fa = 3 6000 = 18000 N

Se alege materialul șurubului, profilul filetului și numărul de începuturi i ale filetului.

Din tabelul A (3.1)[2], se alege materialul șurubului OLC 45 îmbunătățit – STAS 880 – 80 cu următoarele caracteristici:

simbolul grupei de caracteristici mecanice, gr. 6…8;

rezistența la rupere, σr= 600 MPa;

limita de curgere, σc= 480 MPa;

categoria de execuție – precisă;

tipul filetului – trapezoidal;

numărul de începuturi, i=1.

Se calculează rezistența admisibilă la întindere (compresiune), σat©, pentru materialul șurubului OLC 45 îmbunătățit:

σat ©= [MPa]

Unde: cc =1,5…….12 – coeficient de siguranță față de limita de curgere (se acceptă valori mărite pentru a se ține seama de importanța șurubului și pentru a evita eventualele accidente de muncă).

În general: σat © = (0,3……..0,9) σc= 96….144 MPa

σat = MPa

Se determină diametrul interior al filetului șurubului cu relația:

d1= [mm]

Unde:

ks=1,3; coeficient de siguranță ce ia-n considerare faptul că strângerea se face sub sarcină și pe lângă solicitarea de întindere (compresiune), apare și o solicitare de torsiune a tijei filetate datorită frecării dintre filetul piuliței și al șurubului.

Mărimea calculată pentru d1 se rotunjește în sus până la o valoare standardizată, în funcție de care se aleg toate dimensiunile geometrice ale filetului (d1, d2, d, p).

d1= mm

e) Alegerea filetului cu elementele sale

Din tabelul A (3.7) [1], se alege un filet trapezoidal normal cu 1 început, având:

diametrul exterior, d = 16,5 mm;

pasul, p = 2 mm;

simbolizare filet Tr.16 x 2;

numărul de începuturi, i = 1.

În figura 3.4 și tabelul (3.1) se prezintă principalele dimensiuni ale filetului trapezoidal.

Tabelul 3.1

Fig. 3.4 Elemente geometrice la filetul trapezoidal

f) Calculul condiției de autofixare. Randamentul șurubului de mișcare

Se determină unghiul de înclinare β al filetului, și se pune condiția ca acesta să fie inferior unghiului de frecare φ’.

β =arctg < φ’

β =arctg=2025’48’’

Avem μ, coeficient de frecare dintre piuliță și șurub.

μ = 0,1 (pentru cuplul oțel – bronz), tabelul A (3.3) [1];

α = 00, unghiul de înclinare al profilului filetului, pentru filet trapezoidal.

φ’= arctg μ = 5,7105 = 5042’38’’

β ≤ φ’

În figura 3.5 s-a prezentat o spirală desfășurată pe lungimea unui pas și s-a determinat expresia unghiului de înclinare.

Fig. 3.5 Determinarea unghiului de înclinare

Randamentul șurubului de mișcare, pentru cazul mașinilor unelte:

η =

η =

η = 29,67 %

g) Determinarea momentului ce trebuie învins și a forței de acționare

Mtot = F [tg(βm+ φ’)+ μ1Rm] = M1 + M2 [Nmm]

Unde:

M1 = F tg(βm+ φ’) [Nmm]

momentul de frecare din cupla elicoidală (filet)

M2 = μ1RmF [Nmm]

momentul de frecare dintre șurub și reazem

unde:Rm= 10 mm, raza medie dintre capul șurubului și reazem

M1= 6000 tg(2,43025+5,7105) = 6437,17 Nmm

M2= 0,1 10 6000 = 6000 Nmm

Mtot= M1+M2 = 6437,17 + 6000 = 12437,17 Nmm

Forța cu care trebuie să se acționeze manivela suportului:

Q=N = 10,364 daN

h) Verificarea șurubului la solicitarea compusă

Șurubul se verifică la solicitarea compusă de întindere (compresiune) și torsiune.

unde:

tensiunea de întindere (compresiune)

MPa

tensiunea de torsiune

MPa

Efortul unitar redus va fi:

Unde: σat© = 120 MPa

se calculează numărul necesar de spire, z

z= spire

Unde: p*a= 11 MPa, tabelul AI – 7, [1], cazul oțel pe bronz

înălțimea piuliței

m = z p = 8 2= 16 mm

h = 0,5 p = 0,52 = 1 mm

MPa≤ σai

unde: σai = (0,3….0,5) σa2 = 192 MPa

MPa≤

unde: MPa

i) Diagrame de eforturi în elementele principale ale mecanismelor cu șurub de mișcare.

Pentru dimensionarea elementelor principale ale MSM (mecanismelor cu șurub de mișcare), este necesar să se cunoască diagramele de eforturi pentru reperele respective.

Eforturile care apar în elementul I al MSM, legat printr-o cuplă cinematică (elicoidală) de elementul j sunt :

forța axială, Fi;

momentul de răsucire, Mij.

Diagramele de forțe axiale și momente de torsiune (răsucire) pentru elementele principale ale MSM se deduc relativ simplu de la un element la celălalt și se vor reprezenta pe aceeași figură.

În acest sens se vor considera în continuare, pentru cazul nostru, tipul de dispozitiv cu MSM, a cărei diagramă de echilibru se prezintă în figura 3.6.

unde :

F = 6000 N, forța axială maximă din exploatare;

M1 = Mrs = 6437,17 Nmm, momentul de răsucire de frecare din spirele filetului;

M2 = Mrp = 6000 Nmm, momentul de răsucire de sprijinire;

Mrtot = 12437,17 Nmm, momentul de răsucire total aplicat la cheie.

Pe lungimea de asamblare prin filet, a șurubului cu piulița, s-a admis ipoteza simplificatoare conform căreia legea de variație a forței axiale și a momentului din filet este liniară.

3.2.Calculul arcului disc

Arcurile disc , formate dintr-unul sau mai multe discuri tronconice solicitate la comprimare, se utilizează când este necesară obținerea de forțe relativ mari la dimensiuni mici de gabarit, în direcția axială: la unele sisteme de montare a rulmenților; la unele ventile; la stanțe și dispozitive; la fundații de mașini grele; la tampoanele vehiculelor pe șine; în construcția cuplajelor cu fricțiune.

Fig. 3.6 Diagramă de eforturi în elementele principale ale MSM

Arcurile disc necesită un spațiu mic de amplasare în direcția aplicării sarcinii, permit preluarea de sarcini laterale, asigură caracteristici elastice diferite, prin gruparea convenabilă a discurilor și prin modificarea numărului acestora; în schimb, sunt caracterizate printr-o repartiție neuniformă a eforturilor unitare.

Caracteristica elastică a acestor arcuri depinde, în primul rând, de raportul dintre. înălțimea inițiată h și grosimea s a acestora [2].

Dimensiunile, parametrii funcționali și condițiile tehnice ale arcurilor –
disc sânt indicate în STAS 8215-98. Posibilitățile de combinare a arcurilor disc sunt prezentate în STAS 8216-98 (v. și tabelul A. 3-4)[2].

Relațiile de calcul, metodica de proiectare a arcurilor-disc, precum și recomandările necesare sunt indicate în STAS 8216-98, materialele din care se execută aceste arcuri fiind date în STAS 8217-96.

Arcul disc (poz.32), este destinat pretensionării, fiind montat în spațiul dintre umărul șurubului trapezoidal (poz.23) și bucșa de bronz (poz.24).

Date inițiale:

materialul arcului disc Arc 3 – STAS 795/85;

σa = 1500 N/mm2 – rezistența admisibilă la rupere pentru materialul arcului disc;

ftot = 8 mm – săgeata totală a arcului;

n = 12 – numărul de discuri al coloanei;

d = 16 mm – diametrul interior al arcului impus de condițiile constructive;

Ptot = 1000 N – forța maximă de acționare la șurubul trapezoidal.

Din tabelul 16.3 [2], pentru arcul în construcția dată, rezultă:

Ptot = P1 și ftot = n f1

Rezultă astfel:

f1 = ftot / n = 8 / 12 = 0,67 mm

Constructiv, după arcuri similare, conform standardelor se acceptă următoarele dimensiuni:

D = 32 mm, deci d / D = 16 / 32 = 0,5

Valoarea se acceptă ținând cont de recomandarea:

0,3 d /D 0,5

s = 1,5 mm, D / s = 32 / 1,5 = 21,33

Valoarea se acceptă ținând cont de recomandarea:

D / s 35

h = 1,0 mm, h / f1 = 1,0 / 0,67 = 1,5

Valoarea se acceptă ținând cont de recomandarea:

h / f1 4 / 3

Pentru calculul arcului disc, mai sunt necesare valorile:

s / D = 1,5 / 32 = 4,68 10-2, k1 = 0,7, curbele din figura 16.21 [2]

f1 / s = 0,67 / 1,5 = 0,446, k1 = 1,22, curbele din figura 16.21 [2]

h / s = 1,0 / 1,5 = 0,666, k1 = 1,38, curbele din figura 16.21 [2]

4E / 1 – υ2 = 9,23 104

Se calculează efortul unitar σmax:

σmax = = 1235 N/mm2 1500 N/mm2

Efortul unitar rezultat σmax se admite fiind sub valoarea admisibilă.

Se calculează forța suportată de arc, Ptot:

Ptot = P1 = = 785 N

Rezultă că forța suportată de arc este mai mică decât forța maximă de acționare la șurubul transversal, deci valoarea se acceptă.

Se calculează rigiditatea unui disc:

c = P1 / f1 = 785 / 0,67 = 1171,64 N/mm2

3.3. Cuțit de strunjit. Alegere și calcule de verificare.

Cuțitul de strung cu partea activă din amestecuri de carburi metalice, are fața de degajare cu o fațetă orientată sub un unghi γ0 < 0, și se prezintă în figura 3.7.

Se alege un cuțit cu fața de degajare plană.

Unghiul de degajare γ0 50………200.

Se alege : γ0 =100, tabelul 3.2, [8], pagina 95.

Unghiul de așezare se alege funcție de avans :

α0 = 100………200, pentru s < 0,3 mm/rot

α0 = 60………80, pentru s 0,3 mm/rot

Se alege : α0 =60, tabelul 3.2, [8], pagina 95.

Fața de degajare se recomandă a fi plană pentru prelucrarea materialelor fragile, dure și foarte dure. Pe fața de degajare apare o fațetă ce se micșorează odată cu creșterea avansului: f = 0,5 mm.

Unghiul de atac principal, ж0, pentru prelucrare pe sisteme tehnologice suficient de rigide :

ж0 = 600, tabelul 3.4, [8], pagina 96

Unghiul de atac secundar, ж10, se alege funcție de calitatea prelucrării.

ж10 = 150, tabelul 3.4, [8], pagina 96

Fig. 3.7 Cuțit pătrat 20 x 105

Unghiul de înclinare, λ0, se alege :

λ0 = 60, tabelul 3.5, [8], pagina 97

Pentru calculul de rezistență se consideră cuțitul încastrat în suportul port – cuțit solicitat numai la încovoiere de forțele de așchiere și de forța principală FZ.

Pentru secțiunile pătrate, dimensionarea se face cu relația :

B3 = [mm3]

Unde :

FZ = 3500 N, forța principală de așchiere;

l = 45 mm, lungimea în consolă;

σa = 160 N/mm2, rezistența admisibilă la încovoiere, pentru materialul cozii OLC 45.

B = mm

se alege o secțiune pătrată cu latura B = 20 mm

Verificarea secțiunii cuțitului se face având în vedere relațiile de mai jos din [8], și schema de calcul din figura 3.8:

a)

b)

Fig. 3.8 Verificare secțiune cuțit de strung

Din relația :

Wznec = [mm3]

a = mm = B

Pentru verificare :

σef = N/mm2 σa = 160 N/mm2

Coada cuțitului se verifică și la rigiditate statică, săgeata f pe care cuțitul o capătă sub acțiunea forțelor de așchiere, nu trebuie să depășească anumite valori admisibile, funcție de calitatea prelucrării.

f 0,1 mm, pentru degroșare;

f 0,05 mm, pentru finisare.

Săgeata f se poate calcula cu relația :

f = [mm]

Unde :E = 2,1105 N/mm2, modulul de elasticitate al materialului corpului cuțitului OLC 45;

Ix, momentul de inerție al secțiunii corpului cuțitului [mm4].

Unde :

Ix = [mm4]

Avem: a = 20 mm

Ix = mm4

Se calculează săgeata f :

f = mm fadmisibil

Din STAS 6373/1 – 86, se alege plăcuța din carbură metalică, pentru cuțitul folosit, fig.3.9: l = 20 mm; t = 12 mm; s = 7 mm; r = 7 mm

Fig. 3.9 Plăcuță B20 STAS 6373/1 – 86/P20

CAPITOLUL 4

PREȚUL DE COST AL SUPORTULUI

SPECIAL CU ROLE

a) Determinarea efectului economic al folosirii suportului special cu role

Efectul economic al folosirii dispozitivelor este format din:

economii directe;

economii indirecte.

Economiile directe se referă în special la economiile de timpi obținute prin folosirea dispozitivelor.

Economiile indirecte sunt greu de evaluat valoric și ele se referă la:

modificările ce se pot aduce semifabricatelor, de exemplu se pot reduce adaosurile de prelucrare, deci o reducere a consumului de material;

creșterea preciziei de prelucrare prin folosirea dispozitivelor;

reducerea efortului fizic depus de muncitor.

Prin folosirea dispozitivelor se urmărește creșterea productivității muncii prin reducerea timpilor auxiliari și de bază.

Efectul economic se determină ținându-se seama în principal de economiile directe.

Astfel pentru o variantă constructivă, economia realizată prin folosirea dispozitivului este egală cu suma economiilor directe:

E=

sau: E= (1.8)[12]

unde:

t2,1 – timpul pentru varianta fără dispozitiv, respectiv cu dispozitiv;

s2,1 – retribuția tarifară orară;

i – numărul operației din tehnologia de execuție a piesei.

Dacă se au în vedere și cheltuielile de regie și de energie consumată prin introducerea dispozitivului, atunci efectul economic va avea forma:

E1= (1.8’)[12]

unde:

R, este coeficientul cheltuielilor de regie al secției de fabricație în care se folosesc dispozitivele analizate (universal pentru strung), R=350, pentru secțiile de prelucrări prin așchiere;

E2,1i, costurile energiei consumate fără dispozitiv, respectiv cu dispozitiv (se calculează după puterile instalate).

Dacă dispozitivul introdus preia și funcții ale muncitorului, atunci se calculează și efectul economic datorat prelucrării acestor funcții.

E2= (1.9)[12]

unde:

tj, este timpul pentru operația j, preluată de dispozitiv;

sj, retribuția tarifară orară la operația j.

Astfel efectul economic va fi:

E = E1 + E2

sau:

E =

(1.10)[12]

E =8.550 RON

b) Determinarea prețului de cost al suportului special cu role

Suportul special cu role poate fi încadrat ca fiind un dispozitiv special.

Determinarea cheltuielilor anuale pentru aceste dispozitive se face cu relația:

QDS= (1.11)[12]

unde:

QDS, cheltuieli anuale pentru aceste dispozitive;

Cp, cheltuieli de proiectare;

C, costul dispozitivului;

Ce, cheltuieli de exploatare.

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

QDS = (1.12)[12]

QDS =14.616 RON

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)[12]

unde:

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

nu se includ organele de asamblare simple șuruburi, piulițe, șaibe Grower;

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= 47 repere (nu s-au inclus organele de asamblare simple);

Cr1= 2,5 RON, costul unei piese simple;

Cr2= 30,0 RON, costul unei piese de complexitate medie;

Cr3= 900,0 RON, costul unei piese de complexitate ridicată;

nr1= 7 bucăți, piese simple;

nr2= 19 bucăți, piese de complexitate medie;

nr3= 21 bucăți, piese de complexitate ridicată.

Costul SUPORTULUI SPECIAL CU ROLE va fi:

C = 72,5 + 1930 + 21900 =19.488 RON

CAPITOLUL 5

NORME DE TEHNICA SECURITĂȚII MUNCII,

PREVENIREA ȘI STINGEREA INCENDIILOR

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.

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.

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

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

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

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

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

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

Strungurile automate trebuie să fie prevăzute cu apărători de stropi.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

BIBLIOGRAFIE

1. 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, 1985

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

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1974

4. Crivacucea, O., – Mecanică, STATICĂ,

Volumul 1, Universitatea tehnică

TIMIȘOARA, 1992

5. Dobre, V., – Îndrumător pentru proiectarea

asamblărilor în construcția de mașini,

I.P.A.C.M., BUCUREȘTI, 2001

6. Ianici, S., – Organe de mașini,

Volumul 1 și 2, Editura Universitatea

,, Eftimie Murgu’’ REȘIȚA, 2002

7. Mănescu, T., – Rezistența materialelor,

Volumul 1 și 2, REȘIȚA, 1995

8. Minciu, C., – Scule așchietoare, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1995

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

al regimurilor de așchiere,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1974

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

așchiere, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1979

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

mașini, Volumul 3,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1986

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

Institutul de subingineri, REȘIȚA,1989

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

și norme tehnice de timp, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1983

14. Voicu, N.ș.a., – Tehnologia pieselor tip arbore, bucșă și

disc pe mașini-unelte clasice și cu

comandă program,

Editura tehnică, BUCUREȘTI,1995

15. COLECȚIE DE STANDARDE – ORGANE DE MAȘINI,

Volumul 1. d.,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1984