Masini de Frezat. Tehnologie de Executie Si Proiectare Punte Motorizata
CONSIDERATII GENERALE ALE MASINILOR DE FREZAT
1.1GENERALITATI , CLASIFICARE , PARAMETRII PRINCIPALI.
Masinile de frezat fac parte dintre cele mai productive masini-unelte si dupa grupa strungurilor sunt cele mai raspandite in industria constructoare de masini. Pe masinile de frezat se utilizeaza scule speciale , cu mai multe taisuri , numite freze.
Miscarea principala de aschiere este de rotatie , iar miscarile de avans pot fi atat rectilinii cat si circulere . Prin frezare se prelucreaza suprafetele plane simple sau complexe , suprafete de revolutie cu generare dreapta sau cu o curba plana oarecare si suprafete spatiale analitice sau neanalitice. Ultimele tipuri de suprafete se prelucreaza pe masinile de frezat prin copiere sau pe masini de frezat cu comanda dupa program.
Masinile de frezat se pot clasifica dupa diverse criterii si anume :
-Dupa forma constructiva se deosebesc : masini de frezat cu consola , plane , portal , cu masa rotativa , verticale , orizontale , de frezat canale de pana , etc .
-Dupa sistemul de comanda al ciclului de lucru avem : masini cu comanda manuala si masini cu comanda dupa program . Se mai ot clasifica dupa gradul de precizie , dupa dimensiuni si greutate .
Parametrii caracteristici principali ai masinilor de frezat sunt latimea B a fetei active a mesei masinii : al doilea parametru este lungimea L a suprafetei active a mesei masinii si se obtine functie de parametrul principal B , prin respectarea conditiei L = (4…5) B
Restul parametrilor caracterizeaza domenii de functionare ale masinii. Astfel , domeniul de reglare al turatiilor se obtine prin determinarea turatiei minime nmin cu relatia :
1000 Va min
Ns min = —————― [ rot/min] (1.1)
Π · Ds max
Unde Va min este viteza minima de aschiere , se alege de regula la valoarea 20….25 m/min ; Ds max – diametrul maxim al sculeicu care poate lucra masina si care se determina in functie de parametrul principal B din conditia Ds max = 0.7 B , viteza de aschiere poate fi determinata cu relatia :
Va = Π · Ds · ns /1000 [m/min] (1.2)
Pentru determinarea turatiei maxime se recomanda relatia :
1000 · Va max
Ns max = ——————— [rot/min] (1.3)
Π · Ds min
in care : Va max este rezultata din conditile tehnologice de expuatare a masinii si sculei ; Ds min – diametrul minim al frezei cu care se poate prelucra economic si se determina si relatia :
Ds min = 0,1 Ds max
Pentru a se putea realiza un anumit domeniu de reglare al avansurilor , se determina viteza de avans limita Ws . Deoarece la frezare viteza de avans se exprima in mm/min , se foloseste relatia : Ws = fd · zs · ns [mm / rot ] (1.4)
unde fd este marimea avansului pe un dinte , in mm/dinte : zs –numarul de dinti ai frezei , ns – turatia frezei in rot/min ; fr – avansul pe rotatie a frezei , in mm/rot : fr = fd · zs
Valoarea limita a vitezei de vans , rezulta prin inlocuirea pentru fd , zn si ns , valorile numerice corespunzatoare , rezultate din conditiile concrete de expluatare a masinii .
Viteza economica Ve se determina cu relatia de forma :
Ve = Cv · D9s · Kv / ( Tm · fya · txl · apr · zns ) [m/min] (1.5)
in care : Cv este coeficient in functie de conditiile de frezare de materialul prelucrat , T – durabilitatea economoca a frezei in min , ap- adancimea de aschiere , respective latimea de aschiere , in mm , g , m , x , y , r , n sunt exponenti (care depind de materialul de prelucrare si de conditiile de aschiere ) , Kv – coeficientul global de corectare a vitezei si se calculeaza cu relatia : Kv = Km · Ks · Kxr , Km= Cm · 180/HB ; Km = Cm · (6,68/T)u (1.6) in care : Km , Ks , Kxr sunt coeficienti de corectare a vitezei de aschiere , in functie de : caracteristicile materialului prelucrat, (Km) , materialul sculei (Ks) si unghiul de atac al taisului Xr (K xr ) , Cm –coeficientul de prelucrabilitate a materialului , U –exponent si are valori –1,1,2 functie de Tr al materialului .
Forta tangentiala de aschiere Ft se calculeaza cu relatia :
Ft = 9,8 CFXF · fYFd · zs · apRF · DsgF · KF [N] (1.7)
Unde : CF , XF , RF , gF sunt coeficienti pentru calculul fortei de aschiere , functie de materialul de prelucrat si de tipul frezei . KF = KR · Kv –coeficient global de corectare a fortei de aschiere , Kr-Kv , coeficient de corectare a fortei de ashiere functie de unghiul de degajare r ( Xr) si de viteza de aschiere (Kv).
In vederea determinarii valorilor numerice ale factorilor care intra in relatiile de mai sus , trebuie procedat astfel ca sa se ia in considerare conditiile ce apar la aceeasi operatie.De exemplu , la calculul vitezei maxime de avans se ia in considerare acel diametru al frezei cu care se va presupune ca se va lucra , utilizand avansul maxim pe un dinte si cu turatia maxima . Nu se poate concepe ca freza cu dimetrul maxim utilizata pe acea masina , va lucra cu avans pe dinte maximsi cu turatia maxima a masinii.Desi s-ar putea ca in anumite situatii extreme sa apara un asemenea caz , nu se va lua in considerare la proiectarea masinii , deoarece timpul cat masina va lucra in asemenea conditii va fi foarte scurt. Deci nu justifica adoptarea unei structuri cinematice,complicate, costisitoare , care ar putea fi utilizata in mica parte.
Pentru aceste cazuri extreme se admite compromisul ca masina nu putea fi expluatata economic. In general la calculul parametrilor mentionati se considera si pozitia cea mai defavorabila a prelucrarii , considerandu-se atunci cand scula si piesa de prelucrat se afl la distanta maxima fata de batiul frezei.
Puterea motorului electric de antrenare Nem , a lantului cinematic principal se determina cu relatia :
ap · b · vs
Nem = —————— [Kw] (1.8)
1000qs · η
unde : ap – adancimea aschiei , care pentru o masina mijlocie se ia 6…..10 mm ; b-latimea aschiei care se poate determina cu conditia de a fi aproximativ 0,6 Ds max , sau 0,8 B ; qs – volumul specific de aschii indepartat , cm3 /Kw min , pentru otel qs = 50……80 ; η = 0,8 ; Vs – viteza de avans in mm/min
Puterea de aschiere la frezare pa , se determina cu relatia :
Na = ft · va/ (9,8 · 6000) [kw] : Na ≤ Nem · η (1.9)
Recomandarile precizate anterior sunt valabile si la determinarea puterii motorului electric . Se ia acea valoare maxima a adancimii si latimii stratului de adaus de indeparta , la care se opresupune ca se lucreaza cu avans maxim .
MASINI DE FREZAT CU CONSOLA
1.1.1GENERALITATI ,CLASIFICARE .
Masinile de frezat cu consola sunt destinate pentru prelucarea pieselor de dimensiuni mici si mijlocii. Dupa pozitia arborelui principal aceste masini pot fi : orizontale si universale (cele universale sund de fapt masini de frezat orizontale la care se poate monta un cap de frezat vertical sau cap de morezat) fig.1.1 si verticale fig 1.2.
Fig 1.1 fig1.2
Componenta constructiva a masinii de frezat universala sin fig. 1. este formulata din 1-placa de baza ; 2 -botia ; 3- transversa mobila ; 4 -dorn port scula ; 5- scula ; 6- arbore principal ; 7 -ghiajul ; 8- consola ; 9- surubul consolei ; 10- ghidajul consolei ;11- support transversal ; 12- masa. In compunerea constructiva a masinii de frezat vertical fig.2 intra urmatoarele : 1-placa de baza ; 2- batiu ; 3- ghidajele batiului ; 4- consola ; 5 – surubul consolei ; 6- ghidajele consolei ; 7- support transversal ; 8- masa ; 9- arborele principal.
Miscarea principala A este executata de arborele principal si este transmisa de la lantul cinematic principal , aflat in batiul miscarii. Miscarile de avans se executa de catre masa masinii in trei directii rectangulare , longitudinal B , transversal C si vertical D. Viteza miscarii de avans poate fi reglata de la cutia de avansuri montata in consola masinii.
Tinand cont de clasificarea prezentata mai sus frezele cu consola fabricate in tara noastra se simbolizeaza prin initialele respective :FO ; FV ; FU. Numerele incluse in simboluri se refera la dimensiunile mesei , de exemplu FU 32×132 (masina de frezat universala avand masa cu latime de 325 mm si lungimea de 325 mm) , FV 36×140 CF, masina de frezat verticala-cap fix ; FV 36×140 CR , msina de frecat verticala cu cap rotativ . Masinile de frezat universale pentru scularie contin in simbolul lor initiala S , de exemplu FUS. FU 25 (250 latimea mesei).
1.1.2 MASINI DE FREZAT UNIVERSALE
Masinile de frezat universale au o larga raspandire fiind utilizate atat in productia de unicat , cat si in cea de serie la prelucrarea pieselor de dimensiuni mici si mijlocii. Caracterul universal al acestor masini este dictat de posibilitatile tehnologice multiple rezultate di dotarea lor cu cap de frezat vertical si cu o serie de dispozitive auxiliare ( cap divizor , masa otativa , menghina inclinabila , etc.) , precum si de unele particularitati constructive care permit , de exemplu , pivotarea piesei in plan orizontal. Constructia si cinematica simplificata a masinilor de frezat universale este prezentata in fig 1.3. Batiul B al masinii, fixat pe placa de baza Pb este prevazut cu ghidaje verticale pe care se deplaseaza consola C. Consola este prevazuta in partea superioara cu ghidaje pe care gliseaza sania transversala ST. Masa M se deplaseaza pe ghidajele unei placi orientabile montata pe sania transversala. Scula se monteaza pe AP, fie pe dornul portfreza care poate fi sprijinit suplimentar in suportul exterior SE , montat pe bratu support BS, plasat pe ghidaje in coada de randunica in partea superioara a batiului.
Fig 1.3
Varietatea mare a prelucrarilor pe masinile de frezat cu consola universale, au suprafata de lucru a mesei de 250, 320 si 360 mm , iar domeniul de reglare al turatiilor , relativ extinse (Rn = 25 ÷ 100), cuprinzand 8 ÷ 24 trepte de turatii cu rotatia φ = 1,18 ÷ 1,4 si au valori cuprinse intre 25 si 2000 rot/min. Avansurile de lucru sunt etajate de asemenea in serie geometrica cu 12 ÷ 32 trepte in domeniul 10 ÷ 1000 mm/min.
Miscarea principala de rotatie a frezei este actionata la motorulo ME1 prin cutia de viteze Cv . Turatia sculei se exprima prin relatia de forma :
nAP = n61 · i1 · icv i2 = cp · icv [rot./min] (1.10)
unde : Cp este constanta lantului cinematic principal ; icv ratul de transfer, al cutiei de viteze ; i2 , i1 –rapoarte constante.
Avansurile sunt actionate de la motorul Me2 de la care miscarea se transmite la cutia de avansuri cu raportul de transfer ica , la unul din suruburile Sc1 (pentru avansul longitudinal al consolei ) , deplasarea piesei pe una din cele 3 directii fiind comandata prin inchiderea cuplajului C 1 si a unuia di cuplajele C2 , C3 , si C4.
Vitezele de avans se exprima prin relatiile :
Wl = no2 · i3 · ica · i4 · i5 · ps1 [mm/min]
Wt = no2 · i3 · ica · i4 · i6 · ps2 [mm/min] (1.11)
Wv = no2 · i3 · ica · i4 · i7 · ps3 [mm/min]
in care : ps1, ps2, ps3 reprezinta pasul celor trei suruburi conducatoare.
Pentru realizarea pozitionarii piesei fata de scula , masinile de frezat cu consola poseda avansuri rapide , transmise printr-un lant cinematic rapid Lr care ocoleste cutia de avansuri. Prin inchidere cuplajul Cr , miscarea ajunge la unul dintre cele trei suruburi , realizandu-se vitezele de deplasare rapida (Wr):
Wrl = no2 · ir · i5 · ps1
Wrt = no2 · ir · i6 · ps2 [mm/min] (1.12)
Wrv = no2 · ir · i7 · ps3
Actionarea suruburilor conducatoare in vederea pozitionarii piesei fata de scula se poate realiza si manual cu ajutorul rotilor de mana : m1 , m2 , m3 , prin cuplarea cuplajelor cu ghiara : c5 , c6 , c7 care corespunzatoare celor trei roti de mana .
1.2.3 MASINI DE FREZAT VERTICAL CU CONSOLA.
Au cinematica identica cu a masinilor de frezat universale sau orizontaluniversala avand masa cu latime de 325 mm si lungimea de 325 mm) , FV 36×140 CF, masina de frezat verticala-cap fix ; FV 36×140 CR , msina de frecat verticala cu cap rotativ . Masinile de frezat universale pentru scularie contin in simbolul lor initiala S , de exemplu FUS. FU 25 (250 latimea mesei).
1.1.2 MASINI DE FREZAT UNIVERSALE
Masinile de frezat universale au o larga raspandire fiind utilizate atat in productia de unicat , cat si in cea de serie la prelucrarea pieselor de dimensiuni mici si mijlocii. Caracterul universal al acestor masini este dictat de posibilitatile tehnologice multiple rezultate di dotarea lor cu cap de frezat vertical si cu o serie de dispozitive auxiliare ( cap divizor , masa otativa , menghina inclinabila , etc.) , precum si de unele particularitati constructive care permit , de exemplu , pivotarea piesei in plan orizontal. Constructia si cinematica simplificata a masinilor de frezat universale este prezentata in fig 1.3. Batiul B al masinii, fixat pe placa de baza Pb este prevazut cu ghidaje verticale pe care se deplaseaza consola C. Consola este prevazuta in partea superioara cu ghidaje pe care gliseaza sania transversala ST. Masa M se deplaseaza pe ghidajele unei placi orientabile montata pe sania transversala. Scula se monteaza pe AP, fie pe dornul portfreza care poate fi sprijinit suplimentar in suportul exterior SE , montat pe bratu support BS, plasat pe ghidaje in coada de randunica in partea superioara a batiului.
Fig 1.3
Varietatea mare a prelucrarilor pe masinile de frezat cu consola universale, au suprafata de lucru a mesei de 250, 320 si 360 mm , iar domeniul de reglare al turatiilor , relativ extinse (Rn = 25 ÷ 100), cuprinzand 8 ÷ 24 trepte de turatii cu rotatia φ = 1,18 ÷ 1,4 si au valori cuprinse intre 25 si 2000 rot/min. Avansurile de lucru sunt etajate de asemenea in serie geometrica cu 12 ÷ 32 trepte in domeniul 10 ÷ 1000 mm/min.
Miscarea principala de rotatie a frezei este actionata la motorulo ME1 prin cutia de viteze Cv . Turatia sculei se exprima prin relatia de forma :
nAP = n61 · i1 · icv i2 = cp · icv [rot./min] (1.10)
unde : Cp este constanta lantului cinematic principal ; icv ratul de transfer, al cutiei de viteze ; i2 , i1 –rapoarte constante.
Avansurile sunt actionate de la motorul Me2 de la care miscarea se transmite la cutia de avansuri cu raportul de transfer ica , la unul din suruburile Sc1 (pentru avansul longitudinal al consolei ) , deplasarea piesei pe una din cele 3 directii fiind comandata prin inchiderea cuplajului C 1 si a unuia di cuplajele C2 , C3 , si C4.
Vitezele de avans se exprima prin relatiile :
Wl = no2 · i3 · ica · i4 · i5 · ps1 [mm/min]
Wt = no2 · i3 · ica · i4 · i6 · ps2 [mm/min] (1.11)
Wv = no2 · i3 · ica · i4 · i7 · ps3 [mm/min]
in care : ps1, ps2, ps3 reprezinta pasul celor trei suruburi conducatoare.
Pentru realizarea pozitionarii piesei fata de scula , masinile de frezat cu consola poseda avansuri rapide , transmise printr-un lant cinematic rapid Lr care ocoleste cutia de avansuri. Prin inchidere cuplajul Cr , miscarea ajunge la unul dintre cele trei suruburi , realizandu-se vitezele de deplasare rapida (Wr):
Wrl = no2 · ir · i5 · ps1
Wrt = no2 · ir · i6 · ps2 [mm/min] (1.12)
Wrv = no2 · ir · i7 · ps3
Actionarea suruburilor conducatoare in vederea pozitionarii piesei fata de scula se poate realiza si manual cu ajutorul rotilor de mana : m1 , m2 , m3 , prin cuplarea cuplajelor cu ghiara : c5 , c6 , c7 care corespunzatoare celor trei roti de mana .
1.2.3 MASINI DE FREZAT VERTICAL CU CONSOLA.
Au cinematica identica cu a masinilor de frezat universale sau orizontale , fapt care determina ca unele ansamble sau subansamble sa prezinte aceleasi solutii si forme constructive fig 1.4. Diferenta caracteristica o prezinta numai pozitia verticala a arborelui principal Ap , din care cauza batiul are o forma modificata a partii superioare. Masinile verticale de frezat executa aceleasi miscari ca si masinile universale sau orizontale de frezat. In general la masinile de frezat vertical cutia de avansuri este amplasata in partea inferioara a batiului , fiind actionata de motorul principal ME , prin derivatia L1-L2. Legatura cinematica dintre cutia de avansuri si mecanismele consolei se realizeaza prin angrenaje conice si bara alunecatoare sau prin transmisie cardanica si bara telescopica.
Fig 1.4
1.2.3.1 MASINA DE FREZAT PENTRU SCULARIE
Masinile de frezat pentru scularie se construiesc intr-o gama larga de dimensiuni , de la mici la dimensiuni mijlocii avand motoare de antrenare de 0,25…….4 kw. Masinile cu consola pentru scularie se construiesc cu un grad de complexitate mai ridicat , fig 1.5. In afara posibilitatii de rotire a arborelui principal , subansamblul consolei este astfel construit sa permita rotirea mesei dupa cele trei axe rectangulare . Gradul de universalitate al masinii se poate marii prin posibilitatea montarii unor capete port scula speciale , pentru frezare orizontala , inclinata , pentru mortezare , etc…Pe masa masinii se pot monta dispozitive auxiliare , ca de exemplu , masa rotativa si rabatabila , cap divizor , etc…Miscarile la aceste dispozitive se pot obtine manual sau mecanic prin realizarea legatturii cinematice a acestora la lantul miscarii de avans. Cinematic masinile de frezat pentru scularie se aseamana cu masinile de frezat universale , executand cat mai deplin cerintele impuse masinilor-unelte de precizie ridicata , adica de o igiditate mare si miscari uniforme la organele mobile , impunand masuri in acest sens si modularea accesorilor utilizate.
Fig 1.5
Principalele caracteristici ale masinilor de frezat cu consola sunt prezentate in tabelul 1.
1.2.4 STRUCTURA CINEMATICA A MASINILOR DE FREZAT CU CONSOLA
1.2.4.1. MASINA DE FREZAT UNIVERSAL FU1
Masina de frezat universal FU1 are structura cinematica in fig 1.6. Actionarea principala are formula structurala 18=31·33·2g , asigurand un sir de turatii in progresie geometrica cu ratia φ = 1,25 . Aceasta masina se caracterizeaza printr-o capacitate productiva ridicata si printr-o buna manevrabilitate , asigurata prin solitii constructive judiciare ca dublarea comenzilor (prin butoane si manete plasate in fata masinii si lateral) , schimbarea turatiilor se realizeaza prin mecanisme selectoare , franarea arborelui principal prin contracurent (inversarea a doua faze la motorul electric) cu utilizarea unui releu de viteza.
Masina permite de asemenea, prelucrarea in ciclul automat, cu comenzile date prin limitatoare de cursa. Motorul actionarii principale Me , este reversibil, ceea ce asigura inversarea sensului miscarii principale.
Fig 1.6.
Pe arborele principal IV (AP) este plasat un volant v care serveste prin energia inmagazinata, la invingerea supraincalcarilor, asigurand astfel o functionare uniforma a AP.
Modul de transmitere a miscarilor poate fi urmarit in schema fluxului cinematic din fig 1.7 , iar turatiile arborelui principal sunt prezentate in diagrama turatiilor arborelui principal sunt prezentate in diagrama turatiilor din fig 1.8, cuprinse intre 30 si 1500 rot/min.
Mecanismele miscarilor de avans si pozitionare ale presei pe cele directii sunt amplasate in consola masinii fiind actionata de motorul ME2 . Cele trei grupe cinematice ale cutiei de avansuri asigura reglarea in trepte a vitezei de avans , avand ecuatia structurala 18=33 x 31 x (1+1)ς si ratia φ = 1,25 de la care miscarea :
Fig 17.
Se distribuie la suruburile conducatoare . Diagrama avansurilor longitudinale este prezentata in figura 1.9 .Valorile limita ale vitezei de avans longitudinale si transversal B si C sunt 19 la 950 mm/min. Selectarea miscarilor de avans pe cele trei directii se obtine prin inchiderea unuia dintre cuplajele C4 , C5 , si C6 ( C6 pentru miscarea de avns nu este prezentat in schema ). Pentru deplasarea rapida a verigilor executate , se deschide cuplajul C2 ( roata 40 devine libera fata de arborele IX )si se inchide ambreajul electromagnetic C3. Prin aceasta comutare se scoate din functiune cutia de avansuri , iar miscarea se transmite de la motorul ME2 la arborele IX , prin rotile dintate 26-44-57-43. Viteza de deplasare rapida a mesei se calculeaza tinandu-se seama de turatia motorului electric ME2 , raportul total de transfer al lantului cinematic de avans intre arborele motorului pe care se afla montata roata dintata cu numarul de dinti 26 si surubul conducator sc , al mesei si pasul surubului respectiv (psc1 – 6 mm) rezulta :
26 28 18 18 18
Wr = 1440 · —— · —— · —— · —— · —— · 6 ≡ 2300 [ mm/min ]
40 35 37 16 18
Fig 1.8
Fig 1.9
Prin deschiderea cuplajelor C4 , C5 si C6 se poate realiza actionarea manuala a verigilor executante , actionandu-se manete cuplabile m1 ; m2 si m3 .
In figura 1.10 este prezentata structura cinematica a msinii de frezat universale tip 683. Aceasta masina de frezat primeste miscarea pentru actionarea miscarilor de avans de la lantul cinematic principal prin intermediul unei transmisii cardanice.
Ungerea este centralizata pentru actionarea principala si de avansuri , iar agentul de ungere este preluat de la pompa Pu actionata de motorul actionarilor ME si transmis la punctele de ungere.
Fig 1.10
Pentru determinarea turatiilor arborelui principal AP se utilizeaza formula generala :
D1 29 25
nm = —— · ηtc · —— · iII-III · iIII-IV · —— · iV-VI = nAP (1.13)
D2 29 65
De exemplu , se va putea determina turatia minima , sunstituindu-se valorile numerice ale rotilor dintate ale rapoartelor de transfer si turatia motorului :
58 29 21 22 25 20
1540· —— · 0,98 —— · —— · ——· —— · —— · = n1= 25,9 [rot/min]
104 29 37 49 65 60
Pentru transmisia prin curele trapezoidale , se admite ca alunecarea este de 2 % in acest caz randamentul transmisiei va fi ηtc = 0,98.
Determinarea miscarilor de avans se efectueaza cu urmatoarele formule de calcul :
Pentru avansurile longitudinale : fl
D1 21 20 42 42 28 19
nm = —— ۰ ηtc ۰ —— ۰ ——۰ —— ۰iVIII – IX ۰ iIX-X ۰ iX-XI۰ ——۰ —— ۰ ——۰
D2 37 42 38 42 35 34
34 29 23 25
۰—— ۰ —— ۰ —— ۰ —— ۰ p1 = fl [mm/min] (1.14)
38 29 23 25
Pentru avansurile transversale : fv
D1 21 20 42 42 28 19
nm = —— ۰ ηtc ۰ —— ۰ ——۰ —— ۰ iVII-IX ۰ iIX-X ۰ iX-XI ۰ —— ۰ —— ۰——۰
D2 37 42 38 42 35 34
34 29 24
۰—— ۰ —— ۰ —— ۰ p2 = ft [mm/min] (1.15)
38 29 24
Pentru avansurile verticale : fv
D1 21 20 42 42 28 19
nm = —— ۰ ηtc ۰ —— ۰ ——۰ —— ۰ iVII-IX ۰ iIX-X ۰ iX-XI ۰ —— ۰ —— ۰——۰
D2 37 42 38 42 35 34
34 18
۰—— ۰ —— ۰ p3 = fv [mm/min] (1.16)
Prin substituirea valorilor minime ale tuturor rapoartelor de transfer se determina avansurile minime flr .
Avansul minim longitudinal rezulta :
58 21 20 42 17 19 14 42 28
1450 ۰ —— ۰ 0,98 —— ۰——۰ —— ۰ —— ۰——۰ —— ۰ —— ۰——۰
104 37 42 38 37 33 41 46 35
19 34 29 23 25
۰ —— ۰ —— ۰——۰ —— ۰ —— ۰ 6 = 18,98 [mm/min]
34 38 29 23 25
Ecuatia lantului cinematic pentru deplasarea rapida a mesei are forma :
D1 32 28 19 34 29 23 25
nm ۰ —— ۰ηtc ۰ —— ۰——۰ —— ۰ —— ۰—— ۰ —— ۰——۰ p1 =flr (1.17)
D2 25 35 34 38 29 23 25
Daca se substituie valorile numerice, se obtine :
58 32 28 19 34 29 23 25
nm ۰ ——۰ 0,98 ۰ —— ۰——۰ —— ۰ —— ۰—— ۰ —— ۰——۰ 6 = 2434
104 25 35 34 38 29 23 25
[mm/min]
Cu ajutorul capului divizor , la masinile de frezat universale se frezeaza canale de pana elicoidale , danturi elicoidale etc… , prin legarea acestuia la surubul conducator al mesei , cu roti de schimb fig 1.11.
Pentru a se putea obtine un canal elicoidal pe piesa este necesar sa se transmita acesteia , in mod simultan , doua miscari si anume : o rotatie in jurul axei sale si o translatie in lungul acesteia. Deplasarea piesei se executa de catre masa masinii de frezat , care primeste miscarea prin surubul conducator Sc.
Fig 1.11
Miscarea de rotatie pentru piesa se preia de la surubul conducator mantandu-se rotile de schimb AD , BD , CD , DD care fac legatura intre surubul conducator si capul divizor.
Pentru obtinerea canalului elicoidal este necesar ca piesa sa execute o rotatie completa in timpul cat ea se deplaseaza, cu marimea pasului PE, fig.1.11.b.
Ca deplasari teoretice se adopta o rotatie a arborelui capului divizor si deplasarea ‘PE’ a mesei masinii, egala cu marimea pasului canalului elicoidal. In acsest caz ecuatia care leaga aceste deplasari teoretice ale verigilor executante va fi de forma :
z0 z1 z3 z5 1
I(rot AP) ۰ —— ۰ ——۰ —— ۰ —— ۰ —— ۰ psc = pE (1.8)
K z2 z4 z6 iD
AD CD
unde : iD = —— ۰ —— este raportul de transfer al rotilor de schimb
BD DD
psc – pasul surubului conducator, in mm; pE – pasul canalului elicoidal, in mm
Deci se obtine formula de calcul de forma :
1 k z2 z4 z6 PE
—— = —— ۰ —— ۰ —— ۰ —— ۰ —— (1.19)
iD z0 z1 z3 z5 psc
sau daca se noteaza :
z0 z1 z3 z5 psc
CD = —— ۰ —— ۰ —— ۰ —— ۰ —— (1.20)
k z2 z4 z6 PE
unde : CD = 40 : 60 : 80 , este caracteristica capului divizor .
Exemplu : Sa se frezeze un canal elicoidal cu pasul elicoidal PE = 1240 mm , avand CD si psc = 6 mm
psc 6 360 845 24 45 AD CD
iD = CD —— = 60 ۰ —— = —— = —— = —— ۰ —— = —— ۰ ——
PE 1240 1240 20۰62 60 62 BD DD
1.2.4.2 MASINA DE FREZAT CU CONSOLA
Au cinematica identica cu a masinilor de frezat orizontale, fapt care determina ca unele ansamble si subansamble sa prezinte aceleasi solutii si forme construcive. Diferenta caracteristica o prezinta numai pozitia verticala a arborelui principal AP, din care cauza batiul are forma modificata a partii superioare.
Masina de frezat vericala tip 615 are structura cinematica prezentata in fig. 1.12, iar schema fluxului cinematic a masinii de frezat este prezentata in fig. 1.13.
Constructiv, masinile de frezat verticale pot avea capul de frezat si arborele principal nedeplasabil axial. Propriu-zis aceste masini nu au un cap de frezat deoarece acesta face corp comun cu corpul masinii. De aceea ele prezinta o rigiditate sporita si ca urmare sunt folosite pentru regimuri de aschiere mai grele.
Anumite masini de frezat verticale au capul de frezat fix si arborele principal deplasabil axial pentru a usura pozitionarea sculei,l iar altele se construiesc cu capul de frezat deplasabil (vezi fig.1.12.). Spre deosebire de tipurile precedente, la acestea din urma, capul de frezat nu face corp comun cu corpul masinii, avnd posibilitatea sa se deplaseze in sens vertical, impreuna cu arborele principal.
Pentru a crea posibilitatea prelucrarii suprafetelor inclinate, unele tipuri de masini de frezat verticale cu consola se constryuiesc cu capul de frezat inclinabil si arborele principal deplasabil axial, marind in felul acesta si posibilitatea de reglare a sculei.
Cinematic masinile de frezat sunt formate din lantul cinematic principal, pentru actionarea sculei, lantul cinematic de avans , pentru deplasarea mesei pe cele trei directii si lantul cinematic de reglare si pozitionare, care partial este identic cu cel de avans.
Lantul cinematic principal al masinii de frezat 615 (din fig 1.12), contine transmisie prin curele trapezoidale, mecanismul de inversare a sensului de rotatie la arborele pricipal si cutia de viteze. Aceasta are forma structurala 16=41 x 24 x 28, asigurand gama de turatii n = 16…500 rot/min, cu ratia φ = 1,25. Pinala arborelui principal si sania capului de frezat asigura miscarile de pozitionare a sculei E si F.
Fig 1.12.
Fig 1.13
Lantul cinematic de avans si pozitionare sunt derivate din lantul cinematic principal, prin transmisia 21/37, din arborii II si IX. Cutia de avansuri realizeaza 16 trepte ale vitezelor de avans, cu formula structurala : 16 = 41 x 24 x 28, cu vitezele de avans longitudinale Wl = 15,6…..550 mm/min. , cu ratia progresiei geometrice φ = 1,25.
Miscarea de pozitionare rapida a verigilor executante se obtine pri decuplarea cuplajului C2 si cuplarea cuplajului C3, solidarizand astfel roata de lant cu numarul de clienti 25, cu arborele XIV. Legatura intre cutia de avansuri si mecanismele acesteia se face prin transmisia cardanica AC. Cuplajele C4 si C5 din actionarea consolei servesc pentru inversarea sensului miscarilor de avans-pozitionare.
Selectionarea miscarilor de avans pe directiile B, C si D se obtine prin decuplarea unuia din cuplajele : C5, C7, si C8. In fig. 1.14 este prezentata structura cinematica a masinii de frezat vertical tip 610 B, cu cap de frezat inclinat si arborele principal deplasabil. Deplasarea transversala a mesei si verticala a consolei ca si deplasarea verticala a arborelui principal se executa manual . Capul de frezat poate fi rotit cu un unghi de 15°, intr-o parte sau in alta, fata de pozitia lui verticala. Schema fluxului cinematic al masinii de frezat vertical este redata in fig 1.15. Pentru determinarea turatiilor arborelui principal se foloseste formula generala :
D1 18 72 25
n = —— · ηtc · —— · iII-III · iIII-IV · —— · —— = nAP (1.21)
D2 54 58 31
Pe baza acestei formule, turatia maxima a arborelui principal este :
127 18 45 45 72 25
nApmax = 1430 · —— · 0,985 · ——· ——· ——· ——· —— = 526,4[rot/min]
189 54 27 45 58 31
Numarul treptelor de turatii ale arborelui principal este opt (8), dupa cum rezulta din schema fluxului cinematic.
Fig 1.14
Fig 1.15.
Pentru determinarea avansurilor se foloseste formula :
D1 18 26 50 24 14 22
n = —— ۰ ηtc ۰ —— ۰ ——۰ —— ۰ iVII-VIII ۰ —— ۰ —— ۰——۰ p =D2 50 50 54 50 35 40 56 22
Marimea avansului maxim se determina, substiduindu-se valorilor maxime ale rapoartelor de transfer intre arborii alaturati iar pentru avansul minim se introduc rapoartele de transfer minime intre arborii de transmitere a miscarii.
Pe baza acestor considerente avansul maxim longitudinal al mesei (fl ) este dat de formula :
127 18 26 50 47 24 14 22
1430 · —— · 0,985 · ——· ——· ——· ——· —— · ——· ——· 6 = flmax = 427
189 54 50 35 21 40 56 22
[mm/min]
Numarul treptelor ale seriei de avansuri este 16.
Frezarea unei spirale Arhimedice se executa cu aceasta maxima, folosind capul divizor, legat cinematic de lantul de avans al mesei. In timpul frezarii, masa cu capul divizor, purtand piesa (cuma plana), se deplaseaza uniform, in timp ce piesa primeste simultan o miscare de rotati uniforma, iar combinarea celor doua miscari realizeaza procesul de frezare.
2 PROIECTARE
PUNTE MOTORIZATA 97 –23 –000
Puntea motorizata (PM) ce face obiectul acestui proiect de diploma este destinata a fi utilizata la masinile de frezat universale FU 36 si masinile de frezat orizontale FO 36 pentru a le spori domeniul si posibilitatile de lucru privind operatiile de frezare, gaurire, alecare si mortecare prin intermediul :
capatul de frezat vertical ;
capatul de frezat cu pinala ;
capatul de mortezat
cu care puntea motorizata poate fi dotata , putand prelua si functia bratului superior prevazut pentru contralagar cu care sunt dotate aceste tipuri de masini de frezat.
Puntea motorizata poseda instalatie si actionare electrica independenta, cutie de turatii proprie si poate prelucra simultan cu masina-unealta.
Montarea P.M. pe masina de frezat se face in locul bratului superior in ghidajele superioare, coada de randunica , ale batiului, prin cele doua achiuri de ridicare (poz.25) plasate deasupra P.M.(se interzice utilizarea unui singur ochi de ridicare).
Pozitionarea si deplasarea in plan orizontal a P.M se face prin intermediul cremulierei existente la partea inferioara a acesteia.
Montarea capetelor de punte se face astfel : capul care trebuie montat se ridica in macara, se ghideaza gulerul flansei in atelajul din punte si se roteste axul principal al capului pana cand axul canelat al acestuia intra in bucsa canelata din punte ; se preseaza carcasa in continuare, miscand acum melcul din puntea superioara a P.M., pana se realizeaza angrenajul usor cu roata conjugata a capului. Se centreaza capul, se preseaza stiftul de centrare si se strang cele patru suruburi, blocand pe punte.
Ungerea se realizeaza prin balbotare, manual ungandu-se numai melcul pentru rotirea capului cu unsoare RUL 165 STAS 1608-72 folosind o pompa ‘tecalemit’. Umplerea cu ulei pana la nivelul trasat pe vizor, se face pe deasupra prin dopul de umplere, iar golirea prin dopul de golire din fata jos.
Instalatia electrica este montata in partea stanga a masinii, in spate, la fel comutorii electrici si manetele pentru schimbarea turatiilor.
Din cele N = 12 variante structurale, analizate la punctul 1 am ales N = ‘ privind constructia si dimensionarea P.M. tinand cont de urmatoarele considerente :
-dimensiunile de gabarit impuse de locul ce-l ocupa in prezent brtul superior pentru contra lagar existent in dotarea acestor masini de frezat precum si a ghidajelor in coada de randunica ;
-prelucrarea carcase (Fc x 250 turnat) dintr-o singura fixare pentru montarea elementelor interioare ce realizeaza gama de turatii ;
-executia robusta, sigura in expluatare, ce asigura un grad inalt privind precizia prelucrariloroperatiilor ce le executa P.M. ;
-intretinerea si reparatia comoda, fara eforturi suplimentare sau ajutoare.
Caracteristici tehnice ale P.M.
Numarul treptelor de turatie………………………………12
Limitele electromotorului la iesire…………..40 ÷ 1eco rot/min
Puterea electromotorului de antrenare …………………55 kw
Turatia in gol a electromotorului de antrenare ………1500 rot/min
Dimensiunile de gabarit (L x l x h) ………….1500 x 420 x 420 mm
Masa neta ………………………………………………..cca 350 kg
2.2 REPREZENTAREA GRAFICA A CINETICII P.M.
2.2.1 STABILIREA GAMEI DE TURATII
Varietatea mare de prelucrare a diferitelor piese face ca domeniul de reglare a turatiilor sa fie relativ extins ( Rn = 2 ÷ 7 ), cuprinzand 2…..7 trepte de turatii etajate in serie geometrica cu valori cu prinse intre 40 ÷ 1800 rot/min , cu ratia intre : φ = 1,2 ÷ 1,40.
Miscarea principala de rotatie a frezei este actionata de la motorul principal ME1, prin cutia de turatii a PM(CTPM).
Turatia sculei se exprima prin relatia :
n = no1 · iCTPM [rot/min] (2.1.2)
Turatia se poate determina si functie de viteza economica (Ve) si diametrul frezei (Ds) cu relatia :
1000·Ve
n = ———— [rot/min] (2.2.2)
Π · Ds
2.2.2 SCHEMA CINEMATICA A P.M.
Schema cinematica este o reprezentare simbolica a organelor si mecanizmelor ce compun lanturile cinematice ale puntii motorizate (P.M) simplificandu-se mult redarea grafica in comparatie cu reprezentarea desenului tehnic.
In fig.2.1.a este prezentata schema cinematica a P.M. pentru masinile de frezat universale FU 36 si orizontale FO 36 cod de fabricatie : CUPS 331.311.
In fig. 2.1.b si fig. 2.1.c sunt prezentate schemele de principii ale compunerii cinematice din fig .21.a.
Fig 2.1.a
Fig 2.1.b
Fig 2.1.c
2.2.3 LANTUL CINEMATIC AL P.M.
Lantul cinematic cuprins in P.M., transmite miscarea de la motorul electric ME1 prin cuplajul C1 cu raportul de transfer 1:1 de la arborele I la arborele II miscarea se transmite prin raportul de transfer Z1/Z2.
Dela arborele II, miscarea se transmite prin raportul Z3/Z4, tot la arborele III se poate transmite si raportul de 1 :1 prin z1 (exterior si interior), direct de la ME1.
In continuare de la arborele III la arborele IV, miscarea se transmite prin trei posibilitati , date de rapoartele : Z5/Z6 : Z7/Z8 si Z9/Z10.
Arborele IV, transmite la arborele V miscarea prin rapoartele celor doua perechi de roti Z11/Z12 si Z13/Z14.
In sensul normal de rotatie al arborelui pricipal rezulta numarul treptelor de turatii de formula structurala : 12 = 2 x3 x2 .
Posibilitatile de transmitere a miscarii descrise mai sus pot urmarii mai usor cu ajutorul scemei fluxului cinematic prezentat in fig 2.2.a de la motorul electric ( ME1), la arborele principal (AP), iar diagrama de turatii fig.2.3 are ecuatia structurala : 1 x 31 x 33 x 25,5 = 18
Fig 2.2.a
Fig 2.2.b
2.2.4 TRASAREA GRAFICULUI DE TURATII
In scopul determinarii rapoartelor de transfer i si deci a transmisiilor din grupe, pentru varianta retelei structurale Rs aleasa, se constituie graficul denumit diagrama turatiilor.
Regulile pentru diagrama turatiilor se mentin de la reteauaa structurala (acestea nu se mai repeta), cu doua deosebiri :
– turatiile sunt reprezentate totdeauana in ordinea marimii n1 : n2 : n3 …..nz
diagrama nu este simetrica decat pentru cazuri foarte particulare si atunci solutia in general este convenabila din punct de vedere energetic, constructiv, etc.
Pentru aceeasi varianta a retelei structurale pot exista cel putin cateva variante ale iagramei turatiilor, iar la VR cu Z mare, chiar mai multe. Pentru trasare se tine cont ca sirul final (n1 : n2 : n3 …..nz ), la AE este cunoscut si deasemenea turatia de intrare -n1 .
Aceasta poate fi de la un motor sau de la un alt LC. Oricum se uramareste ca ea sa fie spre turatiile maxime (din considerente de dimensiuni minime ale transmisiilor ), iar cu electromotoare este frecvent turatia acestora (la EMAT-uri)
Rezulta ca variantele se obtin schimband marimile grupelor de turatii intermediare. In fig 2.3 sunt redate doua variante pentru reteaua structurala optima R1 , fig 2.3.c.
Fig 2.3.
Rapoartele i se citesc direct din diagrama si daca dupa trasare nu se indeplineste
2.8
conditia : Iplim = imax x lim/iminlil = (2/1) : (1/4) = 8 sau Iplim = —— : (1/5) =14
1
respectiv sa avem : iminlim ≤ i ≤ imaxlim, pentru oricare din valori, se cauta variantele care permit respectarea conditiilor onstructive mentionate. De exemplu pentru varianta
1 1
1A din figura 2.3 avem : i3min = —— ≤ —— ( pentru actionare principala ), etc.
p3 4
Citirea directa a rapoartelor I- ca in fig. 2.3 se bazeaza evident pe cunoasterea relatiei φ. Se mai pot apoi schimba insusi formulele structurale z = P1۰ P2………Pw (conform celor ce urmeaza), deci formula nu poate oferii mai multe variante. Daca m – numarul lor, ca urmare a structurii : w1 – numarul variantelo R, iar dg – numarul diagramelor posibile este Npd = m ۰ w1 ۰ dg , din care o parte pot fi egale ca avantaje. Oricum, deci o VR are foarte multe variante posibile de realizare.
Valorile fundamentale a ratiei φ, admise prin ISO, asa numita serie Rzu, din care rezulta φ = 1,12 : – 1,25 (6) : -1,4 (1) : -1,6 (58) – 1,8 (78).
– Alegerea valorilor rationale ale ratiei φ, are loc in functie de In : n1 si nk (nz), pe baza relatiilor 2.1 si apoi ajustandu-se la cele standardizate. In legatura cu valorile ratiei φ se observa ca φ = 1,06 duce la multiple trepte ( multe angrenaje) si deci este indicata numai la MU cu miascare R si AP si Ф – mari ( de exemplu carusele ) . Mai frecvent si mai indicate la MU mijlocii sunt φ = 1,12 si φ = 1,26. La Ф mai mici a pieselor (la laminate ), φ = 1,58 si φ = 1,78. La MU , in general : φ = 1,06 , φ = 1,12 ; φ = 1,26.
Valorile rationale ale numerelor de trepte –z, se prefera sa corespunda la
Z = 2E1 3E2 , unde E1 si E2 – numere intregi.
Deci z = 2 ; 3 ; 4 ; 6 ; 8 ; 9 ; 12 ; 16 ; 18 ; 24 ; 27 ; 32 ; 36 ; si altele (fara a fi deci un sir absolut.). Cele mai frecvente sunt : z = 3 ; 4 ; 6 ; 8 ; 12 ; 24.
– Turatiile standardizate, cu nr. De trepte z preferentiale cu nr. Intregi de dinti, sirul teoretic va trebui sa devina unul de calcul real, mai ales ca si turatiile EMAT-urilor in sarcina nominala, alunecare cu circa 6 0/1 adica φ = 1,06. Ca urmare exista o toleranta fata de valorile sirului teoretic stabilite de ± 10 (φ – 1 ) % si deci o abatere a turatiei clculate pe baze reale –ncr-trebuie sa fie incadrata in limitele admise si normativele in vigoare.
– Marimile de iesire normale se constituie pe baza sirurilor de numere rotunjitte conventional , avand una din rotatiile φ40, φ20, φ10 sau φ5 cu conditia suplimentara ca aceste siruri sa contina si unitatea prin termenii lor. Sirurile astfel constituite se noteaza prin : R40, R20, R10 si R5. Numerele din intervalle se determina din numerele acestui interval prin multiplicare cu 10 la o parte pozitiva sau negativa. Din sirurile fundamentale, rezulta siruri derivate care au relatiile :
φ40 = 40√10 = 1,06 (2.4) 2 φ10 = φ20/2 = φ220 (2.3)2
φ20 = 20√10 = 1,06 φ20/3 = φ320 = 1,40
φ10 = 10√10 = 1,06 φ20/4 = φ420 = 1.50
φ5 = 5√10 = 1,06 φ20/6 = φ620 = 2,00
Numarul de termeni a unui sir dintr-un interval este egal cu ordinul radicalului relatiei (2.3). Astefel sirul R40 (φ40 ), poseda 40 termeni in intervalul 1-10, sirul R20 : 20 de termeni si asa mai departe.
Sirul numerelor normale sunt serii geometrice zecimale, astfel ca termenul E, E1 fiind ordinul radicalului, este de 10 ori mai mare decat cel luat drept primul. Sirurile R40, R20, R10, R5 sunt siruri fundamentale, din ele putandu-se constitui siruri derivate.
Valorile sirurilor fundamentale rotunjite sunt date in intervalul (2.1)
Astfel sirurile derivate rezulta : sirul R20/3 cu relatia φ20/3 , deriva din sirul R20 luand termeni din 3 in 3 sau din sirul R40, luand termenii din 6 in 6, adica : R20/3 : 1,00, 1,40 : 2,00 : 2,80 :…….., iar sirul R20/6 cu ratia φ20/6 : 1,00 : 2,00 : 4,00…
Evident ca se pot constitui si alte siruri derivate cum ar fi R40/3 cu φ40/3 =1,18, etc.
Toate sirurile fundamentale : R20 : R10 si R5 pot fi considerate ca siruri derivate, care contin si unitatea printre termenii lor. Astfel
R20 = R40/2
R10 = R20/2 – R40/4 (2.5)2
R5 = R10/2 = R20/4 = R40/8
Numerele normale cu o explicatie exstinsa in tehnica, fiind luate ca baza in standardizarea caracteristicilor de orice natura, de exemplu : diametrele, lungimi, volume, greutati, viteze, turatii, etc.(STAS 283 – 69 ). Faptul ca turatiile motoarelor electrice asincronice pentru actionarea LC – principale se gasesc in sirul R40, iar turatiile in sarcina sunt cuprinse in R40 si R20, determina utilizarea lor.
b) Alura generala a diagramei turatiilor, considerand raporturile medii din grupe poate avea doua extreme, schitate in fig.2.3.c pentru no la intrare si nAP= media turatiilor la iesire. Varianta T-I-N, a turatiilor inalte (pentru dimensiuni mici), duce ultimul imin la imin < imin lim. Cresterea si coborarea turatiei poate provoca vibratii. Varianta J-O-S a turatiilor joase, duce inutil la dimensiuni grosiere. Varianta O-P-T, optima, mentine turatiile inalte maximum posibile si le coboara in ultima grupa imin ≥ imin lim
fig 2.3c
C) Utilizarea ratiilor diferite in sirul de turatii pemtru miscarea principala sau de avansuri este dedusa din ratiune unei expulatari mai bune a MU, dar nu poate fi insa sadisfacuta in mod acceptabil, decat in cateva cazuri particulare. Datele statistice, ale utilizarii diferitelor trepte, in expluatarea MU, au permis determinarea unor curbe de repartitie de genul celor din fig.2.4. Ele difera dupa miscare, procedeu si in principal dupa genul MU si destinatia acestuia. De exemplu la filetarea pas mare pe strung este foarte rar utilizata , in timp ce filetarea cu p = 1 ; 1,5 ; 2 ; 2,5 mm, se prelucreaza frecvent, la strunjire predomina piesele cu Φ ≤ Φmed . fig.2.4.
Fig 2.4
Este evident , conform rationamentului de la structura sirurilor si valorile ratiilor care conduc la o crestere a capacitatii de productie, adoptand φf < φl in zona treptelor cu frecventa maxima de utilizare la MU. Realizarea insa a unei ratii φf < φl in zona centrala a sirului este dificil de realizat, introducand complicatii constructive care anuleaza cel putin partial avantajul privind capacitatea de productie. Mai simplu se obtine pentru zona laterala a unui interval acoperit de exemplu 2 g.m.s asa cum se vede in figura.2.5. Intre n1 si n4 ratia φf √φ2 < φe acopera deci partea frecvent utilizata, se poate intalnii si la structuri succesiv paralele.
Valorile ratiei φ1 constituie o clasificare necesara la VR in trepte-valoarea minima fiind ratia unui sir geometric, este evident φa sau φ > 1- valoarea maxima, rezulta considerand conditiile maxime de pierdere care au loc cand se admite cazul foarte posibil si anume : V – ca limita superioara admisa de scula sau de masina. Deci pa mU va trebui luat un Vi sau Vi+1 (care este mai apropiata), ci valoarea cea imediat inferioara Vi fig.2.6. In acest caz pierderea de viteza va fi : ΔV – Vi si care este maxima cand V tinde spre Vi+1
ΔV Vi+1 – Vi
Deci : (ΔV)max = vi+1 – vi si (—— ) max = ———— , cum v = π · Фn rezulta :
V Vi + 1
ΔV ni+1 – nI φ-1 ΔV φ-1
(——)max = ———— = —— sau (——)max% = —— · 100% (2.6)2
V ni+1 φ V φ
Fig 2.5. fig2.6.
Se admite conventional ca pierderea maxima sa fie 50% si deci rezulta :
ΔV
(——)max ≤ 50% adica pentru cazul limita
V
ΔV φ-1 φ-1 1
(——)max = 50% = —— 100% sau (——)max = — (2.7)2
V φ φ 2
Φmax-2 : tinand cont si de valoarea minima pentru φ- , rezulta 1 < φ < 2
Avand considerata V- calimita superioara admisa, se poate deduce si in acesta conditie necesitatea sirului geometric . Adica, considerand relatia (2.6.)2 se poate pun e acceasi conditie a expluatarii egale, deci avem :
ΔV φ-1 φ-1 ni 1
(——)max = —— = 1 – —— = constant, deci —— = — = cons. Sau ni+1= nil
V φ φ ni+1 φ
(2.9)2
adica necesitatea sirului geometric al turatiilor. In continuare trebie cunoscute valoriile ratiei φ in intervalul (2.8)2. Pentru acesta se alege 2 criterii si anume : sa corespunda ratiilor de la turatiile EMAT-lor si numerelor preferentiale (rotunde) din tehnica :
– Pentru a corespunde turatiilor de la EMAT, care obisnuit antreneaza VR in trepte, se retine ca aceste turatii sincroane sunt 3000/1500 ; 1500/750 ; 750/375 ; adica
φ = 2 = ni+1/ni Daca se noteaza : nx – o turatie oarecare ; ny = o turatie, astfel ca
ny > nx. Atunci, conform ratiei turatiilor de la EMAT-uri, de regula ny = 2nx. Totodata din punct de vedere al VR – cu ratia φ este logic ca ny = nx φE, in care E = un numar intreg. Deci se dispune de relatiile :
{ny = nx · φE, sau 2nx = nx · φE , deci 2 = φE sau φ√2 (2.10)2
{ny = 2nx
Din ultima rezulta deci un grup de valori pentru ratia φ. Pentru dependenta de numerele preferentiale in tehnica se admite nr.10. Prin analogie se poate deci scrie :
φ = E1√10, unde E1 – un numar intreg , deci φ = E1√2 = φ = E2√10 (2.11)2
Pe scurt : dublu criteriu s-au si standardizat valorile ratiei φ , in tara noastra sunt in STAS 283 – 89, inclusiv international- prin ISO, conform tabelului 2.2. Se observa ca :
φmin – 1,06 > 1 si ca o valoare oarecare a ratiei φ admise prin : φ – φmin Ex (2.12)2
Tabelul 2.2
2.2.5 PROIECTAREA CINEMATICA A MECANISMULUI P.M.
Proiectarea cinematica a mecanismelor cu angrenaje presupune determinarea numerelor de dinti ale rotilor dintate, astfel incat valorile acestora sa asigure erori fata de cele nominalizate in domeniul admisibil.
Etapele priectarii cinematice ale mecanismului PM, sunt urmatoarele :
numarul treptelor de reglare q = 12, al marimilor de iesire este dat prin tema de proiectare ;
stabilirea schemei cinematice , fig.2.1.
ecuatia structurala : 12 = 2 x 3 x 2 ;
numarul factorului ecuatiei structurale : k = 2 ;
numarul factorilor identici ai ecuatiei structurale : m = 1 ; n = 1 ;
numarul variantelor posibile de ecuatii structurale se calculeaza cu relatia :
3(KI)2
N = —— (2.13)2
m !n !
3 ۰ 22 12
rezulta : N = ——— = —— = 12 N = 12
1 ۰ 1 1
Ecuatiile structurale posibile se obtin prin permutarea termenilor ecuatiei de baza, iar pentru formarea indicilor se aplica indicele 1 la doi factori din grupa dupa care se calculeaza indicii celorlalti factori ca fiind produsul dintre un factor si indicele sau stabilit anterior, pentru cazul din enuntul temei avem trei grupe din patru operatii si anume :
121 = 21 x 32 x 26 121 = 21 x 22 x 34 121 = 31 x 23 x 26
121 = 21 x 34 x 22 121 = 21 x 26 x 32 121 = 31 x 26 x 23
121 = 21 x 31 x 26 121 = 22 x 21 x 34 121 = 32 x 21 x 26
121 = 26 x 31 x 23 121 = 26 x 21 x 32 121 = 31 x 21 x 22
Se reprezinta cele ‘N’ retele structurale corespunzatoare ecuatiilor structurale in fig.2.8 din care se aleg reteaua structurala optima, pe baza careia se efectueaza calculele de proiectare a actionarii principale :
Pe ultiml arbore va rezulta un numar q de trepte de turatii ( ex. q = 12, adica 2 x 3x 2 ). Dacac q nu este multiplu de 2 si 3, atunci acesta se obtine dintr-un numar ma mare q’ care este multiplu de 2 si 3.
Alegerea retelei structurale optime se face pe baza criteriului proportional si criteriului de rezistenta ( pentru arbori intermediari ).
Pentru acest criteriu se verifica daca raportul de transmitere minim al mecanismului imin ≤ 2 pentru lantul principal .
Cunoscand rapoartele de transfer maxim si minim, se determina rportul de reglare a turatiilor pentru o treapta cu relatia :
imax
Rn = ———
imin
Ratia progresiei geometrice se da prin tema de proiectare sau se calculeaza cu relatia :
nmax
φ = q-1√ ———
nmin
Valorile fundamentale ale ratiei φ standardizata in STAS 283 – 89 admise de ISO sunt : 1,06 ; 1,12 ; 1,25 ; 1,4 ; 1,6 ; 1,8 ;si 2,0.
Alegerea valorilor rationale ale ratiei φ are loc in functie de nmin si nmax impuse. In legatura cu valorile ratiei se cinstata ca φ = 1,06 conduce la multe trepte de turatii si este indicata la MU cu miscare de ratie la AP si diametre mari (ex. strunguri carusel). Mai frecvent si mai indicate la MU mijlocii sunt φ = 1,12 si φ = 1,26.
La diametrele mici ale pieselor se recomanda ca φ = 1,58 si φ = 1,78.
Pentru respectarea criteriului functional se impune respectarea urmatoarelor conditii :
pentru facorul ecuatiei cu indicele cel mai mare din ecuatia structurala pmax ≤ 8 pentru cazul PM, factorul z are indicele cel mai mare.
P1max = 2g = φ9 = 1,129= 2,8 < 2
pentru factorul 3 din ecuatia structurala avem :
pmax ≤ 4, pentru pmax = 3 adica :
p2max = 36 = φ6 = 1,126 = 2 < 4
p3max = 21 = φ1 = 1,121 < 4.
Se considera ca toate ecuatiile structurale corespund conditiilor cerute de criteriul functional.
Critreriul de rezistenta pentru arbori intermediari impune unele conditii retelelor structurale pentru ca ele sa conduca la realizarea unei C.V. cu arbori de dimensiuni corespunzatoare si sa raspunda la solicitarile la care sunt supusi.
Momentul de torsiune al arborelui in daN.m se calculeaza cu relatia :
PI
Mt = 955 ۰ 104 ——— (2.16)2
nmin
in care : PI – puterea arborelui I = 5,336
nm – turatia min. a arborelui II = 500 rezulta :
5,336
Mt = 955 ۰ 104 ۰ ——— ≈ 102 daNcm. Mt = 102 daN cm
500
Puterea pe arborele I se calculeaza cu relatia :
PI + PM ۰ ηa ۰ ηr (2.17)2
in care PM = 5,5 kw, este puterea motorului electric de antrenare dat de tema :
ηa =0,98, randamentul transmisiei mecanice :
ηr = 0,99, randamentul transmisiei prin rulmenti .
Din relatia (2.17)2 rezulta :
PI = 5,5 ۰ 0,98 ۰ 0,99 = 5,336 kw PI = 5,336 kw
Dar, nIImin – turatia minima de pe arborele II se calculeaza cu relatia :
nIimin = no : i in care : no = 15000, turatia motorului electric :
i = raportul de transfer se calculeaza cu relatia φ sau se ia din diagrama de turatii, aleg i = 3 rezulta :
nIImin = 1500 : 3 = 500 rot/min nIImin = 500/rot/min
2.2.6 STABILIREA RAPOARTELOR DE TRANSFER
Raportul de transmisie total al puntii motorizate (iTFM), rezulta din enuntul temei, respectiv a limitelor turatiilor de intrare si iesire astfel :
1500
iTPMmax = ——— = 0,83 iTPMmax = 0,83
1800
si 1500
iTPmax = ——— = 17,5 iTPMmin = 0,83
40
Raportul preliminar de reducere la prima pereche de roti z1 si z2 de pe arborele I si II este reglementat de STAS 6012 – 68 si se calculeaza cu aproximatie cu relatia :
Z2 iTPM
iI-II = ——— ≈ √——— (2.19)
z1 4…56
in care : z2 – numarul de dinti de pe roata 2 ;
z1 – numarul de dinti de pe roata 1, constructiv aleg z1 = 18 rezulta :
3,75 z2
iI-II = √——— = 3 iI-II = —— = 3
6,16 z1
Raportul preliminar de transfer intre arborele III si IV se face prin trei perechi de roti ( 3 fixe si 3 baladoare ), z5 cu z6 , z7 cu z8 si z9 cu z10, rapoarte ce le determinam astfel :
Z6 3,75 Z6
IIII-IV —— = √ ( ——) = √2,442 = 2,33 IIII-IV = —— 2,33
Z5 6,89 Z5
Z6
Din conditia : —— = 2,33, alegem constructiv z7 = 28 => z6 = 42
Z5
Z8 3,75 Z8
IIII-IV = —— = √ ( ——) = √1,304 = 1,142 ; IIII-IV = —— 1.142
Z7 28,75 Z7
Z8
Din conditia : —— = 1,142 alegem constructiv z7 = 28 => z8 = 32
Z7
Z10 3,75 Z10
IIII-IV = —— = √ (——) = √5,442 = 2,333 ; IIII-IV = —— = 2,333
Z9 6,89 Z9
Z10
Din conditia : —— = 2,333 , alegem constructiv z9 = 18 => z10 = 42
Z9
Raportul preliminar de transfer intre arborele IV si V se realizeaza prin doua perechi de roti (2 five si 2 balodoare) z11/z12 si z13/z14, vom avea doua valori de transfer de le determina astfel :
Z11 3,75 Z11
IIII-IV = —— = √ (——) = √5,442 = 5,442 ; IIV-V = —— = 2,333
Z12 6,89 Z10
Z11
Din conditia : —— = 2,333 , alegem constructiv z12 = 18 => z11 = 42
Z12
Z13 3,75 Z13
IIII-IV = —— = √ ( —— ) = √0,669 = 0,818 ; IIV-V = —— = 0,818
Z14 36,05 Z14
Z13
Din conditia : —— = 0,818, alegem constructiv z13 = 28 => z14 = 33
Z14
2.2.7 DETERMINAREA TURATIILOR PE ARBORI
Turatia (nI) de pe arborele I este data de tema de proiectare si este de 1500 rot/min .nI = 1500rot/min.
Turatia (nII) de pe arborele II o calculez cu relatia :
nI z2
NII = —— =nI —— (2.21)2
i I-II z1
nI 1500
NII = —— = —— = 500 rot/min nII = 500 rot/min
i I-II 3,00
Turatia (nIII) de pe arborele III are doua turatii si anume :
cand maneta A este in pozitia II – cuplajul z, xu z1 cu z1 = 18 , rezulta : nIII1 = 1500 rot/min
cand maneta A este in pozitia I turatia de pe arborele III se calculeaza cu relatia :
nII z3 z2 z3
NII2 = —— = nII ۰ —— = nI۰ —— ۰ —— (2.22)2
i II-III z4 z1 z4
nII 500
NII2 = —— = —— = 192,3 ≈ 192 rot/min ; nIII2 = 192 rot/min
i II-III 2,6
Arborele IV are 2 ۰ 3 = 6 turatii datorita cuplarii cu arborele III ce are 6 turatii ( nIII1 si nIII2 ) si a celor trei perechi de roti dintate : cand maneta B este in poz I – cuplaj z10 cu z9, rezulta :
nIII1 1500
NIV1 = —— = —— = 642,9 ≈ 643 ; nIV = 643 rot/min
i III-IV 2,333
nIII12 500
NIV2 = —— = —— = 214,3 ≈ 214 ; nIV2 = 214 rot/min
i III-IV 2,333
-cand maneta B este in poz II cuplaj z8 cu z9 rezulta :
nIII1 1500
NIV3 = —— = —— = 1313,48 ≈ 1314 ; nIV3 = 1413 rot/min
i III-IV 1,142
nIII2 500
NIV4 = —— = —— = 437,8 ≈ 438 ; nIV4 = 438 rot/min
i III-IV 1,142
– cand maneta B are poz. III – cuplaj cu Z6 cu z5 rezulta :
nIII1 1500
NIV5 = —— = —— = 958,46 ≈ 958,5 ; nIV5 = 985 rot/min
i III-IV 1,1565
nIII2 500
NIV6 = —— = —— = 319,48 ≈ 319,5 ; nIV6 = 319 rot/min
i III-IV 1,1565
arborele V are 6 ۰ 2 = 12 turatii datorita cuplarii cu arborele IV ce transmite 6 turatii, intre cei 2 arbori (IV sis V) existand 2 perechi de roti z11 cu z12 si z13 cu z14 (doua fixe si 2 baladoare).
cand maneta C are poz I – cuplaj z13 cu z14 rezulta :
nIV
NV1 = —— = 899,5 rot/min ≈ 900 rot/min nV1 – 900 rot/min
i IV-V
nIV3
NV2 = —— = 1798,5 ≈ 1800 rot/min nV2 – 1800 rot/min
i IV-V
nIV5
NV3 = —— = 1248,5 ≈ 1250 rot/min nV3 – 1250 rot/min
i IV-V
nIV2
NV4 = —— = 112,15 ≈ 112 rot/min nV4 – 112 rot/min
i IV-V
nIV4
NV5 = —— = 449,12 ≈ 450 rot/min nV5 – 450 rot/min
i IV-V
nIV6
NV6 = —— = 224,1 ≈ 224 rot/min nV6 – 224 rot/min
i IV-V
-cand maneta C are poz II – cuplajul z11 cu z12 rezulta :
nIV1
NV7= —— = 160,25 ≈ 160 rot/min nV7– 160rot/min
i IV-V
nIV3
NV8 —— = 629,75 ≈ 630 rot/min V8 630rot/min
i IV-V
nIV5
NV9 —— = 314,75 ≈ 315 rot/min V9 315rot/min
i IV-V
nIV2
NV10 —— = 39,65 ≈ 40 rot/min V10 40rot/min
i IV-V
nIV4
NV11 —— = 80,12 ≈ 80 rot/min V11 80rot/min
i IV-V
nIV6
NV12 —— = 56,12 ≈ 56 rot/min V12 56rot/min
i IV-V
2.2.8 DETERMINAREA PUTERILOR TRANSMISE
Prin cuplajul C1 puterea motorului electric de 5,5 kw este transmisa direct arborelui I al puntii motorizate si este :
NI = N = 5,5 kw
Pentru puterile de pe ceilalti arbori in continuare le voi calcula cu relatia :
NII = ή NI (2.23)2
NIII = ή NII = ή NI ή
In care :
η = este randamentul treptei de turatie respectiv, si este cuprins intre 0,95…0,98. Aleg ή = 0,96 pentru prelucrari mecanice fine si o ungere buna.
Puterea de pe ceilalti arbori ( II, III , IV si V ) ii determin folosind relatia (2.23)2, astfel :
NII = 0,96 x 5,5 = 5,28 kw
NIII = 0,96 x 5,28 = 5,06 kw
NIV = 0,96 x 5,06 = 4,85 kw
NV = 0,96 x 4,85 = 4,65 kw
2.2.9 DETERMINAREA MOMENTELOR DE TORSIUNE
Pentru calculul momentelor de torsiune la cei cinci arbori ai PM, folosim formula de calcul data de expresia :
71620 · N
Mt = ——————
n
in care :
Mt – momentul de torsiune
N – puterea transmisa (in kw)
n – turatia arborelui rezulta :
71620 · 5,5
– pentru arborele I : Mt1 = —————— = 262,68 daN · mm
1500
MtI = 262,68 daN· mm
71620 · 5,28
– pentru arborele II : MtII = —————— = 756,24 daN · mm
500
MtII = 756,24 daN· mm
71620 · 5,06
– pentru arborele III : MtIII = —————— = 1887,41 daN · mm
192
MtIII = 756,24 daN· mm
71620 · 4,85
– pentru arborele IV : MtIV = —————— = 1623,22 daN · mm
214
MtIV = 1623,22 daN· mm
71620 · 4,65
– pentru arborele V : MtIV = —————— = 8683,04 daN · mm
40
MtV = 8683,04 daN· mm
2.3 DIMENSIONAREA ROTILOR DINTATE
2.3.1 NUMARUL MINIM DE DINTI
Angrenarile corecte se produc numai in interiorul liniei de angrenare cand diferenta dintre marimile cercurilor de baza este foarte mare ( deci z2-z1 mare ) mai ales cand z1 este foarte mic (z1 < 17) ca in cazul angrenarii uni pinion cremaliera racordarea evolventei de la cercul de baza pana ala interior necesita o forma specifica pentru a nu permite intersectarea, capul dintelui de la cremaliera cu piciorul dintelui de la pinion. Aceasta se numeste fenomenul de interferenta a dintilor .
Evitarea fenomenului de interferenta este asigurat daca roata cea mica (pinionil) se construieste cu un numar de dinti zmin la care se mai poate produce interferenta.
In acest caz, rotile poarta denumirea de roti dintate normal (cu dantura zero sau profil nedeplasat ), deci cu modulul normal (m = mn), ce poate fi calculat precis in functie de raportul de transmisie.
Se obtine insa zmin ≤ 17 dinti. Deci o roata cu profil normal sau nedeplasat are : zmin ≥ 17 dinti.
2.3.2 DETERMINAREA NUMARULUI DE DINTI
Pentru a avea o prelucrare a carcasei PM cu o singura valoare nominala intre axele I- II, II – III, III – IV si IV – V se impune conditia :
z1 + z2 z3 + z4 z5 + z6 z7 + z8 z9 + z10 z11 + z12 z13 + z14
——— = ——— = ——— = ——— = ——— = ——— = ——— (2.25)2
2 2 2 2 2 2 2
in care z1,z2, z3 si z4 sa aibe acelasi modul
z5,z6, z7,z8 , z9 si z10 – cu modulul comun
z11, z12 , z13 si z14 – acelasi modul
Puntea motorizata, constituind cutie de turatii, este compusa dintr-un angrenaj de roti dintate cu o turatie mijlocie (1500-500 rot/min), in care viteza periferica a cilindrului de rulare este sub 22m/s si aleg z1 = 18 dinti, pentru a evita fenomenul de interferenta si a ma incadra in dimensiunile de gabarit al carcasei impuse de tipul frezei (FU 36 si FO36).
z1 = 18 dinti
Pentru a calcula numarul de dinti de pe roata z2 , mintata pe arborele II folosim relatia :
NI Z2
iII-II = ——— = ——— (2.26)2
nII Z1
Din relatia (2.26)2 rezulta : Z2 = 54 dinti
Z2 = z1 ٠ iI-II = 18 ٠ 3 = 54 dinti
Rotile dintate z3 si z4 formeaza un angrenaj ce are o turatie relativ mica (500-150) rot/min cu o viteza periferica cuprinsa intre 10 ÷ 14m/s si aleg constructiv pentru z4 un numar de dinti = 20 ; Z4 = 20 dinti
Pentru calculul numarului de dinti de pe roata dintata z3 de pe axul III folosesc relatia :
Z4
iII-III = ——— (2.27)2
Z3
Transferul de turatii intre axele III si IV se realizeaza pentru perechile de roti : z5 si z6 ; z7 cu z8 si z9 cu z10, constructiv sa ales : z5 = 18 ; z7 = 28 si z9 =18
Din relatia (2.27)2 rezulta :
Z6 = z5 · iIII-IV = 18 · 2,333 = 42 dinti Z5 = 52 dinti
Z7 = 52 dinti
Z9 = 52 dinti
Z8 = z7 · iIII-IV = 28 · 1,442 = 32 dinti Z6 = 52 dinti
Z8 = 52 dinti
Z10 = 52 dinti
Z10 = z9 · iIII-IV = 18 · 2,333 = 42 dinti
Intre arborele IV si V transferul de turatii se face prin perechile de roti z12 si z13 cu z14. Constructiv aleg z12 = 18 dinti si z14 = 33 dinti Z12 =18 dinti
Z14 = 33 dinti
Din relatia (2.27)2 rezulta : Z11 = 42 dinti
Z11 = z12 · iIV-v = 18 · 2,3333 = 42 dinti Z13 = 27 dinti
Z13 = z14 · iIV-v = 33 · 0,818 = 27 dinti
2.3.3 DETERMINAREA MODULULUI
Modulul m si numarul de dinti z al fiecarei roti dintate sunt parametrii de baza in calculul celorlalte elemente ale rotilor dintate.
Pentru asigurarea dintilor perechilor de rori dintate trebuiesc construite cu acelasi pas p. p
Dar, p = p1 = p1, deoarece m = ——— , rezulta ca cele doua roti au acelasi mod m.
π
Prin STAS 822 – 61, au fost limitate valorile modului m in mm care sunt trecute intr-un tabel.
Calculul modulelor perechilor de roti z1 cu z2 si z3 cu z4 de pe arbori I, II, si III il facem cu relatia :
636 ۰ MtI
M1-4 = 3√—————— [mm] (2.28)2
T ۰ φ ۰ z1
In care MtI – momentul de transmisie al arborelui I
T – efortul unutar maxim de incovoiere si este dat de relatia :
Tmax
T = —————— (2.29)2
cd ۰ πcf ۰ βk
in care : Tmax – se ia la baza dintelui danturii
cd – coeficientul dinamic
πcf – coeficient de forma
βk – coeficient de concentrare a efortului
Din tabele=a aleg T = 50….75 pentru conditii de expluatare mediu folosind ca material 18 MnCr10 imbunatatit la 56 – 62 HTC si calit superficial, deci aleg : T = 60.
φo – coeficientul de latime al dintelui si se calculeaza astfel :
l
φo = —— si se alege in functie de natura prelucrarii danturii.
m
Tot din tabele φo se ia intre 8…..12 pentru dinti prelucrati cu precizie marita, dupa aceste criterii aleg : φo = 10.
Facand inlocuirile in relatia modulului (2.28)2 cu datele stbilite din tabele rezulta :
636 ۰ 262,6
m1-4 = 3√—————— = 3√15,521 = 2,485 ≈ 3,0 mm m1-4 = 2,5 mm
60 ۰10 ۰ 18
Pentru perechile de roti dintate (z5 cu z6 ; z7 cu z8 ; z9 cu z10 , z11 cu z12 si z13 cu z14 ) ce sunt montate pe arborii III, IV si V si notate cu modul m5-14, vom avea valoarea acesteia cu ajutorul relatiei (2.28)2 astfel :
636 ۰ 262,6
m5-14 = 3√—————— = 3√20,042 = 2,924 ≈ 3,0 mm m5-14 = 3,0 mm
60 ۰10 ۰ 18
2.3.4 DETERMINAREA DISTANTEI INTRE AXE
Distanta intre axe se urmareste pe cat este posibil sa fie cuprinsa in valorile recomandate de STAS 6055 – 68 prezentate pe doua coloane, prima ce se recomanda a fi folosita si cea de-a II a mai putin utilizata se calculeaza cu relatia :
z1 + z2 z3 + z4
A = m۰ ———— = m ۰ ———— [mm] (2.30)2
2 2
Pentru perechile de roti z1 ; z2 si z3 ; z4 vom avea :
18 + 54 20 + 52
A = 2,5۰ ———— = 2,5 ۰ ———— = 90mm A = 90mm
2 2
Pentru perechile de roti z5 – z6 , z7 – z8 , z9 – z10 ; z11 – z12 si z13 – z14 montate pe arborii III , IV si V, distanta A va fi :
18 + 42 28 + 32 18 + 42 18 + 42 33
A = 3۰ ———— = 3 ۰ ———— = 3۰ ———— = 3۰ ———— = 3۰ —— = 90
2 2 2 2 2
A = 90mm
Dupa cum se observa, din calculul distantei intre axe cu relatia (2.30) 2 pentru cele doua cazuri anterioare, verifica conditia impusa de gabaritul PM si implicit de relatia (2.25)2.
2.4 PREDIMENSIONAREA AXULUI PINION
Determinarea preliminara a diametrului axului pinion a fac de baza unui calcul, conventional simplificat, considerand numai solicitarea la torsiunea cu relatia :
16 Mc
Dp = √ ———— [mm] (2.32)2
π ۰ δat
in care :
dp – diametrul preliminar [mm]
Mc – momentul de torsiune de calcul [N. mm]
Mc = kd ۰ M
In care :
Kd- coeficient dinamic = 2 ÷ 2,5
Aleg kd = 2,1.
M – momentul de torsiune de calcul = 535 [N ۰mm]
din relatia (2.32)2 rezulta :
Mc = 2,1 ۰ 535 = 1377,6 = 1378
δat – rezistenta admisibuila la tractiune 120…..350 daN/mm aleg : δat =270cm = 28mm dp = 28mm
Din relatia (2.31)2 rezulta :
16 ۰ 1123,4
Dp = 3√—————— = 3√21,2 = 2,78 cm = 28 mm dp = 28mm
3,14 ۰270
2.4.2 PROIECTAREA FORMEI ALBORELUI
In functie de diametrul obtinut la predimensionare (configuratia impusa si de considerente constructive, tehnologice, montaj si intretinere ), stabilesc dimensiunile pe lungime si diametre a axului pinion si intocmesc schita acestuia ca in fig 2.14
Fig 2.14
l1 = 48mm d1 = dp = 28mm calculat anterior
l2 = 46mm d2 = dp + 2 =30mm
l3 = 141mm d3 = dp + 6 = 34mm
l4 = 16mm d4 = dp + 12 = 40mm
l5 = 49mm d5 = dp + 27 = 50mm
LT = l1 + l2 + l3 + l4 + l5 = 300mm LT = 300m
d2 si l2 = necesar pentru lagar de rostogolire conducator
d2 si l2 = necesar pentru lagar de rostogolire condus
d2 si l2 = necesar pentru dantura pinionului.
2.4.3 TRASAREA DIAGRAMEI DE EFORTURI
Trasarea diagramei de eforturi., conform schemei de incarcare o realizam ca in fig.2.15
Fig 2.15
Sa – forta de cuplaj, rezulta din datele temei de proiect functie de puterea motorului electric, turatia si viteza de aschiere. Sa = 79,4 N
F – forta ce actioneaza asupra axului pinion datorita angrenarii cu roata z2
F = 5862N
Mts – momentul de torsiune la capatul axului pinion calculat la cap 2.2.10.
Mts = 262,68 daN/mm
Trasam diagrama de eforturi conform schemei de din fig 2.16 astfel :
– in plan vertical “V” Σ Fx = 0 => v1’ + V2’ = 0
Σ Fy = 0 => – Sa + v1 + v2 + F = ) => v1 + v2 = – 37262
Σ M5 = 0 => – Sa ۰ 290 + v1۰ 225 + v2 ۰ 55 = 0
5,88 ۰ v1 + v2 = 670,2
5,88 v1 + v2 = 670,2
v1 + v2 = – 37262 ۰ 1
4,88 v1 1 = 37932,2 => v1 = 777,31 N v1= 77,31 N
v2 = 45036 N v2 = 45036 N
4 – 3 ; Mi4-3 = 0
3 – 1 ; Mi3-1 = – Sa ۰ x1 ; x1 = 0 = Mi3-1 = 0
x2 = 0 => Mi3-1 = – 6950 N ۰ mm
1 – 2 ; Mi1-2 = – Sa(x2 + 65) + v1 · v1 ; Mi3 = 0
x2 = 0 => Mi2-1 = – 6950 N ۰ mm Mi1 = -6905 Nmm
x2 = 170 => Mi1 = 131042,02 N ۰ mm
Mi2 = 131042,02 N۰mm
2 – 5 ; Mi2-5 = – Sa(x3 + 2535) + v1(x3 + 166) + v2 · x3 ;
x3 = 0 => Mi2 = 131041,02 N ۰ mm
x3 = 34 => Mi5 = 619,67 ~ 620N ۰ mm
Mi5 = 620 N۰mm
In plan orizontal “H” Σ H1’ + H2’ = 0
Σ Fy = 0 => – Sa + H1 + H2 = 0 => H1 + H2 = 79,39
Σ M5 = 0 => – Sa ۰ 290 + H1۰ 225 + H2 ۰ 55 = 0
5,88 H1 + H2 = 22784,93
5,88 H1 + H2 = 22784,93 |
H1 + H2 = 79,39 | – 1
4,88 H1 1 = 22784,93 => H1 = 4649,78 ≈ 4650N
H2 = 4571,30 ≈ 4572N
H1 = 4640N
H2 = 4572N
4 – 3; Mi4-3 = 0
3 – 1; Mi3-1 = Sax1; x1 = 0 => Mi3 = 0
x1 = 87 => Mi1 = 6905N• mm
1-2 ; Mi1-2 = Sa(x2 + 87) + H1 x2; x2 = 0 => Mi1 = 6905 Nmm
x2 = 166 => Mi2 = 75227 Nmm
Mi1 = 6905 Nmm
Mi2 = 75227 Nmm
2 – 5; Mi2-5 = Sa(x3 + 253) + H1 ( x3+ 166) + H2• x3
x3 = 0 => Mi2 = 75227 Nmm
x3 = 34 => Mi5 = 75227 Nmm
Mi5 = 75227 Nmm
Fig2.6
2.4.4 DETERMINAREA MOMENTULUI REZULTANT
Determinarea momentului rezultant o voi face in fiecare sectiune cu relatia :
Mirez(4) = √[MiH( ς )]2 + [Miv( ς )]2 (2.33)2
iar momentul incovoietor echivalent cu relatia :
Miech(Δ) = √[Mirez( ς )]2 + [ά ·M(S)]2 (2.34)2
In care : ά – coeficient care tine seama de ciclurile de variatie diferite ale momentelor incovoietor de tosiune;
Tai·III
ά = ———— = 0,576
Tai·II
M = 11440 N · mm
Se pune conditia ca : Mirez(Δ) ≤ Miech(Δ) (2.35)2
Pentru sectiunea 1
Mirez(!) = √(69052 + 69052) = 9758,7 N · mm
Miech(2) = √[15109,782 + (0,576 11440)2] = 15110,13 N · mm
Conditia impusa de relatia (2.35)2 se observa ca verifica din punct de vedere al momentului,adica :
Mirez 15109,78 N · mm ≤ 15110,13 N · mm
Pentru sectiunea 3
Mirez(3) = √02 + 02 = 0
Miech(3) = √[0+ (0,576 11440)2] = 6589,50 N · mm
Conditia impusa de (2.35)2 de observa ca verifica dinpunct de vedere al momentului, adica :
Mirez = 0 ≤ Miech = 6589,50 N · mm
Pentru sectiunea 4
Mirez(4) = √02 + 02 = 0
Miech(4) = √[0+ (0,576 11440)2] = 6589,50 N · mm
Conditia impusa cade (2.35)2 se observa ca verifica din punct de vedere al momentului, adica
Mirez = 0 ≤ Miech = 6589,50 N · mm
Pentru sectiunea 5
Mirez(5) = √[6202 + 752272] = 7520,25 N · mm
Miech(5) = √[7520,25 + (0,576 11440)2] = 9998,25 N · mm
Conditia impusa cade (2.35)2 se observa ca verifica din punct de vedere al momentului, adica
Mirez = 7520,25 N · mm ≤ Miech = 9998,25 N · mm
2.4.5 VERIFICAREA LA FORFECARE A AXULUI PINION
Verificarea la forfecare a axului pinion o voi face cu urmatoarea relatie :
δmax = δMt + δFmax ≤ δa (2.36)2
Pentru materialul : 18MnCr10 din care este confectionat axul pinion δa = 3500 N · mm2
Mt Mt 16.11440
δMt = —— = —— = ———— = 265,5 N/min2
Wp π· d3 π · 2,83
——
16
4 F
δFmax = —— · —— ; unde F = Fmax ; => Fmax = 58615 N
3 A
·
4 58615
=> δFmax = —— · ———— = 2764,53 N/mm2
3 28,27
rezulta : δmax = 265,5 + 2764,53 = 3030,03N/mm2 ≤ δa = 3500 N.mm2
Conditia impusa de relatia (2.36)2, verifica .
DIMENSIONAREA FIECARUI TRONSON AL AXULUI
Aceasta dimensionare o voi face pe tronsoane cu ajutorul formulei :
32 · Miech(S)
D = 3√———————— [mm] (2.37)2
π ·Tai ·III
in care : Pentru materialul 18MnCr10 ; TaiIII = 750 – 900 daN/cm2 pentru d1 – fig 2.14
Pe acest diametru se executa un canal de pana pentru cuplare cu semicuplajul C1 conform fig 2.17 in care :
d1 = diametrul calculat la pct 2.4.1 = 28mm
b = latimea canalului de pana = 8mm
Fig 2.17
h1 = adancimea canalului = 4,2 mm
d1’ = diametrul pe care se inscrie miezul axului ramas dupa frezarea canalului de pana = 23,8mm.
Din relatia (2.37)2 rezulta :
32 · 975,8
d1’ = 3√———————— = 3√13,26 = 2,35mm
π ·Tai
d1’ calculat = 23,5 ≤ d1’ = 23,8 (rezultat dupa frezarea canalului)
Deci in aceasta sectiune 1-1, axul verifica conditia d1 = 28mm de dimensionare
Pentru d2 – fig.2.14
Pe acest diametru se va monta doi rulmentiradiali cu bile, diametrul imediat superior este de Φ30mm, deci in acest caz vom avea :
32 · 1510,9
d2 = 3√———————— = 3√20,5 = 2,75mm d2 = 30mm
2355
In acest caz d2 calc = 27,5 ≤ d2 rulm = 30mm
Pentru d3 – fig2.14
32 · 2870,2
d3 = 3√———————— = 3√39,02 = 3,391 cm = 33,91mm d3 = 33,91mm
2355
Constructiv in aceasta sectiune aleg un diametru nominalizat inediat superior d3 = 34mm
Pentru d4 – fig 2.14
32 · 4710
d4 = 3√———————— = 3√64,0 = 4,0 cm = 40mm d4 = 40mm
2355
Pentru acest diametru se va monta un rulment radial cu bile cu diametrul interior de 40mm
Pentru d5 – fig 2.14
32 · 9998
d5 = 3√———————— = 3√125 = 5,0 cm = 50mm d5 = 50mm
2355
Pentru acest diametru se va prelucra dantura pentru antrenare cu z2
2.4.7 VERIFICAREA AXULUI LA SOLICITARI COMPUSE
Aceasta verificare la solicitari compuse se face pentru sectiunile periculoase, unde sunt practicate canale de pana.
Pentru relatia 1 – 1 vom avea :
d1 = 28mm l = 40mm
t1 = 4,2mm b = 8mm
t2 = 2,8mm h = 7mm fig 2.18
Miechi(1)
Tred = ——————————— ≤ TaiIII = (750 – 900) daN/cm2 (2.38)2
πv13 b t1(v1 – t1)2
——— – ———————
32 2d1
Facand inlocuirea in relatia (2.38)2 cu elementele din figura 2.18,rezulta :
11761,25
Tred = ——————————— = 689,4 daN/cm2
3,4 · 283 8·4(28-4)2
——— – ———————
32 2·28
Conditia impusa de (2.38)2 se observa ca verifica din punct de vedere al rezistentei la solicitari compuse ale axului, adica : Tred = 689,4 daN/cm2 ≤ TaiIII = 750daN/cm2
Pentru sectiunea 3.3 vom avea :
d3 = 34mm l = 45mm
t1 = 4,2mm t1 = 2,8mm fig 2.19
b = 8mm h = 7mm
Facand inlocuirile in (2.38)2 cu elementele din fig 2.19, rezulta :
658950
Tred = ——————————— = 193,24 daN/cm2
3,14 · 343 8·4(34-4)2
——— – ———————
32 2·34
Si in aceasta sectiune, conditia impusa de relatia (2.38)2 verifica din punct de vedere al rezistentei la solicitari compuse ale axului pinion adica :
Tred = 193,24 daN/cm2 ≤ TaiIII = 750daN/cm2
2.4.8 VERIFICAREA AXULUI LA OBOSEALA
Calculul la oboseala consta in determinarea coeficientului de siguranta C tinand seama de :
felul ciclului de solicitare,
modul de variatie a solicitarii,
solutiile constructive.
Calculul la oboseala consta in verificarea inegalitatii in reactiunile periculoase :
C ≤ Ca (2.39)2
In care : Ca = coeficient de siguranta admisibil = 1,5 ÷ 2,5
La piesele (arbori, axe) solicitarile la incovoiere si torsiune C se determina cu relatia :
1
C = ———————————
1 1
√ ———— + ———— (2.40)2
Ct2 Cδ2
In care : Ct = coeficient de siguranta la incovoiere.
Cδ = coeficient de siguranta la torsiune.
1
CT = ——————————— ;
ΒKr To Tm
√ (———— + ————) ;
Σ · Tr · T-1 T0,2
Cδ2 = ——————————— ;
Βr · δ Tm
√( ———— + ————) ;
Σ z· r2δ · δ -1 δ 0,2
Pentru 18MnCr10 avem Tr = 900daN/mm2 si T0,2 = 420 dan/mm2
T0,2t = 1,1·T0,2 = 420 dan/mm2
T0 = 640 ÷ 0,267 · Tr = 874,94 dan/mm2 =>
1
T-1= 400 ÷ —— = 540dan/mm2
6
δ 0,2t = 0,6 · δ 0,2 = 246dan/mm2
δ 0 = 396 ÷ 0,166Tr = 542,08 dan/mm2 =>
δ 1 = 220 + 0,092Tr = 300,96 dan/mm2
T0,2 – t-1
Tm = ————
1 – δT
2(T-1 – T0) 2(540,06 – 874,94)
δT = —————— = ————————— = – 0,75 rezulta :
T0 874,94
420 – 546,66
Tm = ——————— = – 0,75
1 ÷ 0,75
ΣT = Σδ = 0,53 ; δT1 = δδ2 = 2…..2,2
Pentru canal de pana : βkδ = 1,9 si βkT = 1,7
δ0,2 – δ-1 2(300,96 – 542,08)
δδ = ————— = ———————— = – 0,88
δ0 543,08
rezulta :
246 – 300,96
δδ = ———————— = -29,23
1 ÷ 0,88
pentru sectiunea 1-1 ; d1 = 28mm cu canal de pana :
1 1
CT = ——————————————— = ————— = 0,636
1,7 · 874,96 78,09 1,74 – 0,17
—————— – ————
0,53 · 2 · 546,66 410
1 1
CT = ——————————————— = ————— = 0,480
1,9 · 442,08 29,23 2,19 – 0,11
—————— – ————
0,53 ·2 · 300,96 246
Din relatia (2.40)2 rezulta :
1 1
CT = ——————————————— = ——————— = 0,383 C = 0,383
1 1 √ (2,472 + 4,340)
√ [ —————— + ———— ]
(0,636 )2 (0,480)2
C = 0,383 ≤ Ca = 1,5 conditie indeplinita conform (2.39)2
Pentru sectiunea 3-3 ; d3 = 34mm cu canal de pana ;
1 1
CT = ——————————————— = ————— = 0,317
2,2 · 874,96 78,09 3,32 – 0,17
—————— – ————
0,53 · 2 · 546,66 451
1
Cδ = ——————————————— = ————— = 0,317
2,2 · 542,08 29,23 3,73- 0,11
—————— – ————
0,53 · 2 · 300,96 246
din (2.40)2 rezulta :
1
CT = ——————————————— = ——————— = 0,208 C = 0,208
1 1 √ (9,951 + 13,127)
√ [ —————— + ———— ]
(0,317 )2 (0,276)2
C = 0,208 ≤ Ca = 1,5 conditie indeplinita conform (2.39)2
2.5 CALCULUL PENELOR
a) Dimensiunile unei pene (h x b) sunt stabilite prin STAS 1007-82, in functie de diametrul arborelui in calculul ce urmeaza voi calcula numai lungimea acestora cu relatia :
4Mc
lpcalc = ————— ≤ Lb [mm] (2.4.3)2
d۰h۰Tus
in care :
pentru sectiunea 1-1 ; d = d1 = 28 mm vom avea
Mt = 11440 N۰mm
d = 34mm
h =6mm
Lb = lungimea butucului (lacas pana ) = 40mm
Tas = (1000 ÷ 1200) daN/cm2 => 100 N/mm2 rezulta :
4۰11440 45764
Lp = ————— ≈ ————— = 27,4mm
28۰6۰100 16800
Lp = 27,4 ≤ Lp = 40mm, deci verifica relatia (2.43)2
Pentru sectiunea 3-3 d = d3 = 34mm vom avea :
Mt = 11440 N mm
D = 34mm
H = 6mm
Lb = lungimea butucului (locas pana) = 45mm
Tas = (1000 1200) daN/cm2 => 100N/mm2 rezulta :
4۰11440 45764
Lp = ————— ≈ ————— = 27,4mm
34۰6۰100 20400
Lp = 22,4 mm ≤ Lb = 45mm, deci verifica conditia (2.43)2
Verificarea la forfecare a penelor pentru cele doua sectiuni o voi face cu relatia :
2۰Mt
δf = ————— ≤ δaf (2.44)2
d۰b۰Lp
in care pentru sectiunea 1-1 (d = 28mm; Lp = 400mm) vom avea;
δaf = 100daN/mm2
Mt = 11440 N۰mm
Lp = 40mm
d = 28mm
b = 8mm
2۰11440 22882
δf = ————— ≈ ————— = 2,55 daN/mm2
28۰8۰40 8960
δf = 100 daN/mm2 ≤ δaf = 100 daN/mm2, conditie indeplinita pentru sectiunea 3-3 (d = 34 ; Lp = 45) vom avea ;
δaf = 100 daN/mm2
Mt = 11440 N۰mm
D = 34mm , b = 8mm
2۰11440 22882
δf = ————— ≈ ————— = 1,87 daN/mm2
34۰8۰45 12240
δf = 1,87 daN/mm2 ≤ δaf = 100 daN/mm2, conditie indeplinita
2.6 ALEGEREA RULMENTILOR
Rulmentii sunt organe de masini complexe, utilizati pentru rezemarea pieselor care executa miscari de rotatie sau de oscilatie.
Otelurile din care se construiesc aceste elemente trebuie sa aiba rezistenta mecanica si tenacitatea ridicata, duritate mare si rezistenta ridicata la uzura. Prin STAS 1456-80 se prevede utilizareaq a doua marci de oteluri cu crom (0,95÷ 1,05% si 1,3 ÷1,650% Cr) cu deosebiri in ceea ce priveste continutul de mangan si siliciu.
Alegerea rulmentilor se face printr-un calcul prealabil al fortei radiale din lagar si apoi capacitatea de incarcare dinamica a rulmentilor.
Pentru calculul fortelor radiale in lagarele pentru axul pinion folosim relatia :
Fr =√(H2 + V2) (2.45)2
Calculul capacitatii de incarcare dinamic al rulmentilor cu bile cilindrice se face cu relatia : 60 L۰ h۰ n
Cnec = P3√ (————— ) (2.46)2
106
in care : P = Fr, sarcina dinamica echivalenta
Lh = numarul de ? functionale
n = numarul de rotatii ale inelului interior
H = reactiunea pe verticala |
V = reactiunea pe orizontala | pentru (2.45)2
Calculul reactiunilor din lagare 1-2 fig 2.20
pentru lagarul 1 vom avea :
H1 = 6905N
V1 = 6905N fig 2.20
Din relatia (2.45)2 rezulta :
pentru lagarul 1
R1 =√[(69,05)2 + (69,05)2] = 975,8N R1 = 975,8N
Pentru lagarul 2 vom avea :
H = 75227N |
V1 = 131042N | din relatia (2.45)2 rezulta :
R2 =√[ (752,27)2 + (1310,42)2] = 1510,5N R1 = 1510,5N
In lagarul cu forta radiala mai mare aleg un rulment radial cu bile pentru care sarcina dinamica echivalenta (P) este egala cu forta radiala ( Fr )
Deci in lagarul 1 aleg doi rulmenti radiali cu bile pe un singur rand ce suporta o forta axialoa datorita rotii baladoare Z3 de 80N.
In lagarul 1 conducator P = Fr = 975,8N
Din relatia (2.46)2 rezulta :
60 ۰ 15000۰ 1500
Cnec = 975,8 3√( ————————— )= 3562N C1 = 3562N
106
Din catalogul de rulmenti se alege un rulment seria 3206 (Ф 30 x Ф 62 x 16 ) cu C = 4500N si o turatie de 4111 rot/min pentru ungerea cu ulei si cu durabilitatea :
C
(———)3 ۰ 106
P
Lh = —————— [ ore functionare ] (2.47)2
N۰ 60
15000
(———)3 ۰ 106
975 3580
Lh = —————— = ——— 102 = 197 ۰102 = 19700 ore functionare
1500۰ 60 9
in lagarul 2 condus
P = Fr = 752,27N
Din relatia (2.46)2, rezulta :
60 ۰ 15000۰ 1500
Cnec = 752,27√ ————————— = 2761N C2 = 2761N
106
Din catalogul de rulmenti aleg un rulment seria 3208 (Ф 40 x Ф 80 x 18 ) cu C = 3000N si o turatie de 2800 rot/min pentru ungerea cu ulei si cu durabilitatea :
15000
(———)3 ۰ 106
752 19,8 ۰106
Lh = —————— = ——— = 215۰102 = 21570ore functionare
1500۰ 60 9 ۰104
Rulmentii se verifica cu relatia :
P۰ L1/P = C (2.48)2
In care : P – sarcina dinamica de incarcare a rulmentului 6,28
L – durabilitatea cuprinsa intre 20.000 si 90.000
C – capacitatea de incarcare dinamica de baza cuprinsa intre 580 si 620 daN.
p – exponent = 3 pentru rulmenti cu bile .
rezulta :
P۰ L1/P = C ; 6,28 ۰800001/3 = 600da N
Atat rulmentii din lagarul 1 cat si lagarul 2 dupa calcularea durabilitatii in ore functionare, cat si o verificare a sarcinii dinamice de incarcare, rezulta ca alegerea privind aceste caracteristici corespund si sunt acoperite in expluatare pentru PM, fiind in conformitate cu recomandarile din catalogul de rulmenti.
2.7 CALCULUL DE FIABILITATE
Proiectarea si realizarea unui utilaj are intotdeauna o problema tehnica ridicata de un proces de productie cu alte cuvinte trebuie sa raspunda unui scop.
Indeplinirea scopului si functionarea la parametrii impusi sunt conditii ale calitatii utilajului. Se impune insa problema de mentinere a acestei aptitudini de a functiona la parametrii ceruti pe parcursul unui interval de timp , fara defectiuni. Ajungem astfel la notiunea de fiabilitate.
Masurarea fiabilitatii unui produs inseamna in prima instanta determinarea frecventei cu care se produce defectarea. In discutiile privind fiabilitatea se retine numai acele defectari care conduc la pierderea aptitudinii de a functiona.
Problema fiabilitatii produselor are o puternica incidenta cu activitaea unui inginer mecanic, deoarece caderile se datoreaza unor cauze care incep cu proiectul de executie si se intinde pana la respectarea normelor privind intretinerea utilajelor.
Avand implicatii economice directe si foarte importante insusirea si aplicarea cunostiintelo d fiabilitate a devenit o necesitate.
Preocuparile pe plan mondial in domeniul fiabilitatii sunt justificate in principal, de trei considerente :
importanta primordiala a bunei functionari a anumitor elemente sau sisteme
cheltuielile considerabile si necesitatea de intretinere a utilajelor sau inlocuirea pieselor defecte ;
progresul foarte rapid al tehnicii nu poate permite conceperea unor utilaje, instalatii numai pe baza invatamintelor oferite de defectarile modelelor precedente, exclusiv pe baza unor practici indelungate.
Distributia timpilor de buna functionare poate urma diferite legi. Exista numeroase legi ale distributiei utilizate intehnica si care consta in suprimarea cat mai fidela a actiunii diferitilor factori de influenta asupra comportarii in timp a unui utilaj.
Legea de distributie exponentiala are o larga aplicabilitate in cercetarile de fiabilitate. Conform acestei legi se poate admite o rata constanta a caderilor.
Cercetarile au aratat ca pentru unele elemente mecanice, hidraulice, electrice care intra in componenta masinilor – unelte forma de distributie se apropie de cea exponentiala.
Ratia exponentiala a fiabilitatii R(t) este data de relatia :
1
R(t) = exp [-z(t)۰t ] = exp. [ – —— ۰ t ] (2.49)2
m
unde : t – o perioada specifica de buna functionare ;
m – media timpilor de buna functionare ;
z(t) – rata caderilor
La rate constante are loc dependenta m = 1/z (t). Indicatorul z(t) determina complet fiabilitatea unui produs
Subansamblul punte motorizata, are un timp de viata de 100.000 ore si o rata a caderilor (intensitatea de defectare z(t) = o,002 pe ora). Se cere fiabilitatea pentru fiecare 8 ore din viata utila.
R(t) = exp [-z(t) ۰ t] = exp(-0,002۰ 8) = exp(-0,016) = 0,984.
Pentru intervalle de cate 8 ore fiabilitate va fi R(t) = exp(-0,002۰ 98,4) = exp(-0,16) = 0,85 R(t) = 98,4%
R(t) = 85%
Alte legi de distributie cu o larga utilizare sunt :
a) legea weibull, care nu are un caracter general;
legea de distributie normala;
legea Poisson etc
Stabilirea legii de distributie pentru un caz cunoscut este de mai multe ori o etapa dificila, fiabilitatea fiind influientata in trei etape ale existentei produsului ;
in faza de proiectare ;
in faza de fabricatie ;
in perioada de sarcina
Cele trei etape sunt fundamentale pentru un produs si implicit in costurile si rentabilitatea acestuia.
EFICIENTA ECONOMICA
2.8.1 DETERMINAREA CHELTUIELILOR ANUALE PENTRU UTILAJ
Cheltuielile anuale pentru utilaj se determina ca o suma de cheltuieli legate de proiectarea PM, de executarea acesteia si expluatarea ei.
Metodologia determinarii acestor cheltuieli depinde de tipul produsului si de conditiile in care a fost proiectat si executat.
Aceaasta eficienta economica a cheltuielilor anuale pentru utilaj o voi calcula cu relatia
Cp + C
Cu = ———— + Ce (2.50)2
T
In care Cp = cheltuielile de proiectare = 750000 lei
C = costul utilajului = 12.000.000 lei
T = durata de amortizare = 2 ani
Ce = cheltuieli de exploatare = 50.00 lei si notand :
Cp
———— = Ap = 0,3….0,6
C
Cp
———— = Ae = 0,05….0,30
C
1
———— = Aa = 0,5
T
Obtinem ;
Ap + 1
Cu = (———— + Ae)c (2.51)2
T
Unde costul utilajului c se determina in functie de numarul de piese componente cu relatia :
C = K۰ M۰ Cc (2.52)2
In care K = coeficient de complexitate (1500….4500), aleg K = 1500
M = numarul de piese componente ale subansamblului cu exceptia acelora carora valoarea sau pretul se cunoaste= 8.
Cc = suma costurilor elementelor componente ale subansamblului al caror pret se cunoaste, sau se poate afla = 1000 lei .
Din relatia (2.52)2 rezulta :
C = 1500 x 8 x 1000 = 12.000.000 C = 12.000.000
Din (2.50)2 obtinem :
0,45 + 1
Cu = (———— + 0,17)1000 = 137.830 (2.51)2
2
Deci, estimativ, se cheltuiesc anual cu acest utilaj 137.830 lei.
2.8.2 DETERMINAREA EFECTULUI ECONOMIC
Efectele economice pot fi directe si indirecte. Efectele economice directe pot fi relativ usor experimentate cantitativ, ele urmand sa fie considerate ca marimi acoperitoare ale calculelor economice.
Efectele economice directe iau in considerare economiile obtinute ca urmare a cresterii productivitatii muncii prin utilizarea unui utilaj a carui eficienta se calculeaza.
In cazul in care prin folosirea unui dispozitiv, utilajul de baza ramane acelasi si locul de munca pretinde prezenta unui operator, adica nu se realizeaza o automatizare complexa, atunci efectul economic al utilizarii utilajului se exprima in raport cu alte utilaje asemanatoare din alte societati cu relatia :
R1 R2
E = (1+ ——)(Σ EiSi + W1) – (1+ ——)( Σ tjSj + W2) (2.53)2
100 100
in care : R1, R2 – cheltuieli de regie ale sectiei ce expluateaza utilajul cu exceptia acelora legate de cele 2 utilaje care intra in variantele componente[%] R2 = 200%
W1; w2 – cheltuieli pe ora de functionare a celor doua utilaje din variantele componente in [lei/ora] w2 = 80lei/ora
Ti; tj – timpi normati in cele doua variante comparate [lei/ora] ; Sj = 1000 lei/ora
Facand inlocuirile in (2.53)2, rezulta :
200
E = 1220 – (1+ ——)(3 x 100 + 80) = 80 lei (2.53)2
100
Deci, sa obtinut o economie de 80lei/incercare, folosind varianta de utilaj proiectata.
2.8.3 CALCULUL EFICIENTEI ECONOMICE A EXPLUATARII P.M
Pentru ca un utilaj sa fie eficient din punct de vedere economic este necesar ca suma economiilor realizate prin utilizarea acestei P.M , raportata la o anumita perioada de timp sa depaseasca cheltuielile efectuate cu acest utilaj reparat la o perioada egala de timp, adica sa se respecte inegalitatea :
E x N > C (2.54)2
Unde E- efectul economica (lei/buc) = 80 lei/buc
N – programul annual de productie [buc/an] = 2300 buc/an
C – cheltuieli anuale pentru utilaj [lei/an] = 137.830 lei/an
Economiile totale anuale (F) reprezinta diferenta dintre economii si cheltuieli
F = E x N – C (2.33)2
rezulta : F = 80 x 2300 – 137830 = 46170 lei F = 46.170 lei
Raportand aceste economii totale la programul anual de producie se obtine economiile anuale specifice (f)
C
F = E – —— (2.56)2
N C
Notand : —— C, rezulta f = E – C
N F C
Reprezentand grafic (fig.2.21) relatia f = E – C si stiind ca f = —— si c = ——
N N
(hiperbola) obtinem: Nmin, programul annual minim de productie de la care incepe proiectarea unui utilaj devine eficient.
N = Nmin cand f = o ; E = C
C C
Atunci E = —— => Nmin = ——
N E
137830 fig 2.21
Nmin = ———— ≈1723 incercari/an
80
2.8.4 PROGRAMUL ANUAL CRITIC DE PRODUCTIE
Deoarece pot sa existe mai multe variante de utilaje pentru care N > Nmin, se pune problema determinarii variantei optime.
Ncrit. Indica programul anual de productie pentru care utilizarea uneia sau a celeilalte variante dintre variantele componente prezinta o acceasi eficienta economica.
Reprezentand grafic (fig2.22) programul anual de productie functie de efectul economic al celor doua utilaje obtinem:
N = Ncrit => f1 = f2
C1 – C2
Ncrit = ————
E1 – E2 fig2.22
Intrucat nu cunoastem cheltuielile anuale ale utilajului in varianta din alta unitate, nu putem calcula Ncrit al celor doua utilaje, ci numai al celui proiectat de noi, vom calcula deci numai pentru acesta.
Cu 137830
Ncrit = —— = ———— = 1722,87 buc/an
E 80
Cum programul anual de productie al utilajului (P.M) proiectat este de 2300 buc/an > Ncrit., este eficienta proiectarea si executia utilajului.
Deci P.M proiectata se estimeaza a fi folosita la cca N = 1723 incercari/an, programul annual care este eficient.
3 TEHNOLOGIE DE EXECUTIE AX PINION 97 – 23 – 012
3.1 PROBLEME GENERALE ALE PROIECTARII PRODUSELOR TEHNOLOGICE
Procesul de productie reprezinta totaliatea activitatilor efectuate pentru transformarea materiei prime, a semifabricatelor in produse finite. Procesul de productie cuprinde atat procese de baza, cum ar fi : obtinerea semifabricatelor, prelucrarea mecanica, asamblarea, cat si procese auxiliare, cum sunt : constructia si intretinerea sculelor, dispozitivelor, aparatelor de masura si control, repararea si intretinerea utilajelor, transportul uzinal, asigurarea aerului comprimat, aburului tehnologic, etc.
Procesele tehnologice sunt componente ale procesului de productie in care se obtin semifabricatele si se realizeaza transformarea semifabricatelor in piese finite care sa sadisfaca conditiile tehnice impuse prin desenul de executie, iar prin ansamblare se formeaza produse care sa corespunda cu caracteristicile proiectate.
Procesele tehnologice, in functie de natura activitatilor ce le contin se clasifica in ;
proces tehnologic de semifabricare, cu scopul obtinerii calitatii materialului piesei, a proprietatilor fizico – mnecanice ale acestuia si a formei geometrice cat mai apropiate piesei finite ;
proces tehnologic de prelucrare mecanica, destinat efectuarii modificarilor dimensionale, de forma geometrica, pozitie reciproca si calitate a suprfaetei utilizand procedee de aschiere sau eroziune ; la aceste activitati principale se mai adauga cele de control, spalare, marcare, trasaj, etc ;
proces tehnologic de tratamene termice, destinat modificarii structurii materialului piesei in scopul imbunatatirii proprietatilor fizico-mecanice ;
proces tehnologic de ansamblare, cuprinde montarea pieselor in vederea alcatuirii masinilor, echipamentelor sau instalatiilor , urmarind respectarea pozitiilor reciproce a pieselor, a preciziei impuse elementelor de inchidere al lanturilor de dimensiuni, pentru o buna comportare in expluatare.
Procesul tehnologic se realizeaza la diferite locuri de munca. Locul de munca reprezinta partea suprafetei productive echipata cu mijloace de munca corespunzatoare, deservite de unul sau mai multi operatori
Procesul tehnologic de prelucrare mecanica se subdivide in operatii, faze, treceri, manuiri sau miscari.
Operatia cuprinde totalitatea activitatilor ce se executa la un loc de munca, pentru prelucrarea uneia sau mai multor piese simultan.
Faza este parte a operatiei definita prin : prindere, suprafata ce se prelucreaza, scula ce se utilizeaza ; parametrii de regim reglati.
Orice modificare a unei caracteristici atrage dupa sine definirea unor noi faze.
Trecerea se poate definii concis ca o faza repetata in care nu se modifica nici un parametru de definitie a fazei initiale.
Manuirea reprezinta totalitatea miscarilor efectuate de operator pentru executarea sau pregatirea unei faze. Se include in cadrul manuirilor: pozitionarea , prinderea si desprinderea pieselor, apropierea sau retragerea sculelor de suprafata prelucrata, schimbarea turatiilor si avansurilor necesare, pornirea si oprirea miscarilor principale de aschiere si avand, controlul dimensionat, etc.
Miscarea este parte componenta a manuirii, reprezentata prin deplasari, dobandiri ale contactului cu piesasau elementele de comanda a masinii, efectuata de muncitor si caracterizataprin durata de executie.
In procesul de productie, proces tehnologic, structura procesului tehnologic de prelucrare mecanica am tinut cont de :
datele initiale pentru proiectarea proceselor tehnologice ;
gradul de clificare a personalului ;
criterii ce stau la baza elaborarii proceselor tehnologice ;
criteriul tehnic prin elaborarea tehnologiei cu respectarea tuturor conditiilor de precizie si forma ;
criteriul economic impune costuri minime ;
criteriul social, vizeaza imbunatatirea conditiilor de munca, deziderat realizat in principal prin proiectarea proceselor tehnologice ce includ mecanizari sau automatizari ale unor operatii ce solicita operatorului eforturi fizice sau psihice ;
volumul productiei si posibilitati de cooperare ;
caracterizarile tipurilor de produtie ;
3.2 ANALIZA CONSTRUCTIV – TEHNOLOGICE A DESENULUI DE EXECUTIE
Proiectarea proceselor tehnologice este o faza premergatoare de analiza amanuntita a documentatiei. Scopul acestei analize este de a preveni risipa de manopera, energie si materiale datorita unor tehnologii ce au drept punct de plecare desenele de executie eronate, in afara exigentelor impuse unui desen de executie.
O atentie deosebita se va acorda tehnologitatii reperului, notiune ce implica volum minim de manopera si indicii de precizie si calitate a suprafetelor pentru sadisfacerea cerintelor functionale ale reperului. In consecinta, inca din faza de proiectare am tinut cont de reducerea la minimum a numarului dimensiunilor si complexitatii suprafetelor ce se cer prelucrate cat si in vederea evitarii unor conditii severe de precizie ce nu se justifica functional.
Materialul din care se executa reperul AX PINION (97.23.012) este din 18 MnCr10 si are urmatoarele caracteristici, conform STAS 1997 – 51.
limita de curgere Tc = 85 daN/mm2
rezistenta minima la rupere : Tr = 100 daN/mm2
alungirea la rupere đ = 9% ;
– duritatea in stare normalizata : 30 – 35 HRC ;
– duritatea dupa cemntare si calire : 56 – 58 HRC.
Piesa pentru care se proiecteaza procesul tehnologic face parte din grupa axului pinion, fiind de complexitate medie, forma si dimensiunile find date de necesitatea reiesita din ansamblul general al P.M. si desenul de executie.
Consideram ca piesa este corect cotata in conformitate cu STAS 6857 – 70, bazele de cotare fiind alese corespunzator.
Forma constructiva a piesei si indicatiile tehnologice sunt respectate conform literaturii de specialitate, fiecare aparand o singura data. De asemenea se asigura accesul sculelor de prelucrata pentru prelucrarea tuturor suprafetelor piesei.
Toleranta si dimensiunile opiesei sunt notate, ca de altfel si calitatea suprafetelor (rugozitate) intre ele existand concordante recomandate in domeniu pentru astfel de tipuri de piese.
Functionalitatea piesie este corespunzatoare scopului pentru care e propus si proiectat si nu exista si nici nu creaza probleme in proiectarea procesului de productie, tehnologic si de fabricatie in tabelul 2.1 din Indrumatorul de proiectare al tehnologiei constructieie de masini din cadrul Institutului Politehnic Traian Vuia Timisoara, Facultatea de Mecanica Ed.1968. pag.14.
3.3 ALEGEREA SEMIFABRICATULUI
Alegerea semifabricatului, respectiv a procesului de obtinere a acestuia se face functie de :
volumul productiei ;
forma, dimensiunile si masa reperului ;
destinatia materialului si conditiile de functionare a reperului ;
existenta utilajelor pentru prelucrarea suprafetelor, a semifabricatului.
Reducerea consumului de metal si volumului de manopera la prelucrarea mecanica se obtine prin utilizarea unor semifabricate mai apropiate ca forma de forma piesei finite, dar cu cheltuieli de elaborare a semifabricatului mai ridicate. La elaborarea si utilizarea unor semifabricate a caror forma aproximeaza mai grosolan forma piesei finite, cheltuielile de elaborare a semifabricatului sunt mai reduse, dar adaosurile sunt mai mari, fapt ce determina cresteri ale consumului de manopera, energie, scule, etc.
Criteriile ce stau la baza adoptarii deciziei de alegere a modului de elaborare a semifabricatului este costul cumulat al cheltuieliulor de elaborare a semifabricatului cu cel al prelucrarii, pana la aducerea la forma finala.
Reperul luat in studiu (Ax PINION – 97.23.012) permite varianta de daborare a semifabricatului turnat, laminat sau forjat. Forma simpla , serie mica si unicat a reperului, nu permite si nu justifica turnarea sau forjarea semifabricatului si in acest caz alegsemifabricatul din laminat.
Costul (C1) cumulat al cheltuielilor pentru semifabricatul laminat l-am calculat cu relatia : Cs
C1L = G1L · C + RT1(1 + ——) [lei]
100
in care G1L – este masa semifabricatului in kg
CL – costul unitar al semifabricatului laminat, in lei/kg,din tabelul 1 anexa1
RL – retributia medie orara a operatiilor ce executa degrosarea, cca 2300 lei/ora.
T1L – timpul necesar degrosarii semifabricatului laminat in ore.
CSL – cheltuieli generale ale sectiei de prelucrare mecanica, cca 120%
π · d2
G1L = l · ———— · g [kg] (3.2)3
4
in care: l = 300mm; lungimea semifabricatului laminat
d = 55mm; diametrul semifabricatului laminat
g = 7,8 g/cm3; densitatea materialului (0,1)
CL = 707 lei/kg. Tabelul I , Anexa I , costul unitar al semifabricatului laminat (2-239)
RL = 1850 lei/ora, retributia medie orara a operatorului ce executa degresarea. Anexa II Tabelul 2 (2-241)
T1L = 1,25, timpul necesar degrasarii (2-242)
CSL = 200%, cheltuieli generale ale atelierului de prelucrari mecanice din cadrul sectiei (2-242)
Revenind in relatiile (1) si (2) si facand inlocuirile obtinem :
3,14 · 55
C1L = 300 · ———— · 78 = 14078,20 lei C1L = 14078,20 lei
4
pentru semifabricatul turnat vom avea:
CT = 810 lei/kg, costul semifabricatului turnat (2-239)
RT = 1850 lei/ora , retributia medie pentru turnat (2-240)
TT = 1,25, timpul de degrasare (2-241)
CST = 200%, cheltuieli generale (2_242)
LT = 310, lungimea semifabricatului turnat, in mm.
dT = 58mm, diametrul semifabricatului turnat
Tot din relatiile (1) si (2) cu inlocuirile de mai sus pentru semifabricatul turnat vom avea :
3,14 · 58
C1T = 310 · ———— · 7,85 = 15210 lei C1t = 15210 lei
4
Costul obtinut dintre C1L si C1T este optim pentru folosirea semifabricatului laminat, de aceea am ales atat pentru productia individuala cat si pentru cea de serie mica semifabricatul laminat la cald pentru ca :
C1L > C1T = 15210 – 14078,20 = 1.131.80 lei 1.131.80lei
Alegerea semifabricatului, respectiv a procedeuluide obtinere a acestuia am facut-o in functie de :
volumul productiei;
forma, dimensiunile si masa reperului ;
destinatia reperului, materialului si conditiile de functionare ;
existenta utilajului pentru prelucrarea semifabricatului.
3.5 STABILIREA ITINERARULUI TEHNOLOGIC
Elaborarea structurii itinerarului tehnologic, przinta o etapa principala ce influenteaza decisiv performantele tehnico – economice a variantei de prelucrare propusa.
La stabilirea succesiunii operatiilor am tinut cont de principalele recomandari pentru productia de serie mica si inndividuala recomandate in capitolul 4 aliniatul 1 din TV pagina 23.
In tabelul 1.1. am prezentat succesiunea operatiilor tehnologice intr-o productie de serie mica si individuala, comuna datorita faptului ca importanta axului pinion nu permite o tehnologie mai sumara dacat aceea de serie mica pentru o buna functionare si silentiozitate in componenta puntii motorizate (PM).
3.5 CALCULUL ADAOSULUI DE PRELUCRARE SI A DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE
Pentru obtinerea organelor de masini cu precizie dimensionala, de forma si calitatea suprafetelor impuse de conditiile functionale, este necesar de cele mai multe ori ca de pe semifabricate sa indepartam un strat material, denumit adaos de prelucrare.
Stabilirea corecta a marimii acestuia este foarte importanta atat din punct de vedere tehnic cat si economic. Daca adaosul de prlucrare este pera mare, creste consumul de material, sunt necesare operatiuni sau faze de prelucrare suplimentare, creste consumul de energie si manopera, ceea ce conduce la scumpirea fabricatiei.
Un adaos de prelucrare prea mic poate conduce la rebutarea piesei ca urmare a faptului ca la prelucrarea curenta nu pot fi eliminate abaterile obtinute la prelucrarea precedenta.
Pentru stabilirea adaosului de prelucrare se folosesc metode ca :
metoda experimental – statistica
metoda prin calcul analitic
metoda probabilistica.
Tabelul 1.1
3.5.1. CALCULUL ADAOSULUI DE PRELUCRARE
Pentru calculul adaosului de prelucrare folosesc metoda prin calcul analitic ce se face dupa stabilireaprocedeului de elaborare a semifabricatului si succesiunea operatiilor si fazelor de prelucrare si a schemelor de prindere a piesei.
Adaosul de prelucrare minim la prelucrarea curenta (Acmin) il voi determina cu relatia :
– pentru adaosurile de prelucrare minima curenta :
Acmin= Rzp+ δp + ςp + εv (3.3)3
– pentru adaosurile asimetrice :
2Acmin= 2[Rzp+ δp + √ (ςp2 + εv2)] (3.4)3
pentru adaosuri simetrice la suprafete de revolutie :
2Acmin= 2(Rzp+ δp + ςp + εv) (3.5)3
si pentru adaosuri simetrice la suprafete plane opuse ce se prelucreaza simultan, in care :
Rzp – este inaltimea medie a neregularitatilor rezultate la prelucrarea precedenta [μm] Tb.5.56
δp – adancimea stratului de la suprafata cu defecte de prelucrare precedenta [μm] Tb.5.56
ςp – abaterea spatiala la prelucrarea precedenta
ςp = √( ςp2 + ς2centr) ; [μm] (3.6)3
l
ςc = 2∆c x lc , curbura , pentru lc ≤ —— (3.7)3
2
∆c = curbura specifica [μm/mm]
l
lc ≤ —— ; distanta de la sectiunea de prelucrat, pana la capatul cel mai apropiat sau
2
la locul de fixare [mm]
ςcentr – eroarea de centrare [μm]
εv – eroarea de verificare a dimensiunilor respective [μm]
3.5.2 CALCULUL DIMENSIUNILOR INTREMEDIARE
Prin dimensiuni intermediare sau interoperationale se inteleg dimensiunile succesive pe care le primeste semifabricatul in diferite faze sau operatii de prelucrare, pana a ajunge piesa. Acestea sunt de fapt dimensiuni tehnologice, ele fiind trecute in documentatia tehnologica ( plan de operatii).
Dimensiunile intermediiare le calculez plecand de la dimensiunile piesei finite spre ale semifabricatului, sdeci in ordinea inversa a operatiilor de prelucrare.
Pentru stabilirea adaosului de prelucrare la productia de serie mica am folosit metoda calculului analitic si in continuare ma folosesc de urmatoarele semnificatii consacrate :
Acmin – adaosul de prelucrare minim la prelucrarea considerata.
Acnom – adaosul de prelucrare nominal la prelucrarea considerata.
amax , amin – dimensiunea maxima , respectiv minima la prelucrarea precedenta.
anom – dimensiunea nominala la prelucrarea precedenta
bmax , bmin – dimensiunea maxima, respectiv minima la prelucrarea curenta.
bnom – dimensiunea nominala la prelucrarea curenta
Tp – toleranta dimensionala obtinuta la prelucrarea precedenta
Pentru calculul dimensiunilor intermediare am folosit urmatoarele relatii, conform tabelului 5.65 (2-89)
pentru suprafete exterior cu adaos simetric
amax = bmax + 2Acnom | (3.8)3
anom = amax (rotunjit) | dimensiunea obtinuta la prelucrarea respectiva
– pentru suprafete exterioare cu adaos asimetric
amax = bmax + Acnom (3.9)3
anom = amax (rotunjit; anom – Tp)
pentru suprafete interioare cu adaos simetric
amin = bmin – 2Acnom (3.10)3
anom = amin (rotunjit ; anom + Tp)
treptele de toleranta (IT) si tolerantele dimensiunilor le-am ales din tabelul 4.1 si 5.54.
3.6 CALCULUL ADAOSULUI DE PRELUCRARE SI A DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE PE OPERATII TEHNOLOGICE CONFORM ITINERARULUI TEHN. Cap. 2.4
3.6.1 STABILIREA LUNGIMII DE DEBITARE (Id) A SEMIFABRICATULUI LAMINAT
OPERATIA NR.2 – STRUNJIRE I
Strunjit frontal pentru primul capat:
Din relatiile (3.3)3 si (3.10)3 in care facem inlocuirile cu :
Rzp = 150 μm
δp = 200 μm
ςp = 0
εv = 100 μm
Tp = 250 μm
Vom avea:
Acmin= Rzp+ δp + ςp + εv = 150 + 200 + 0 + 100 = 450 μm
Acnom = Acmin + Tp = 450 + 250 = 700 μm
In urma strunjirii ambelor capete, se va obtine dimensiunea:
lp = lpfinita + Acnom , in care lpfinita = 300 ± 0,10
Acnom = 700 μm = 0,70 mm
lp = 300 + 0,7 = 300,7 ± 0,100 mm
dupa strunjirea primului capat se va obtine dimensiune:
amax = bmax + Acnom = 300,10 + 0,7 = 300,80 mm
anom = 300,8 – 0,1 ; Tp = 2500 , este toleranta obtinuta la debitarea cu ferestraul alternativ, tabelul 4.5 (2-29)
OPERATIA NR1 – DEBITARE
dimensiune semifabricatului ld obtinuta la debitare este data de relatia (3.9)3
amax = anom + Tp = 300,8 + 2,500 = 303,200 mm.
Din tabelul 4.5 (2-29) pentru debitare cu ferestraul alternativ la diametrul barei cuprin intre 26 si 75 mm, rezulta o rugozitate a suprafetei prelucrate Ra (Rz), 40(150) μm si o precizie de prelucrare dimensionala de 2500 μm si in acest caz vom avea :
amax = 303,200 + 2,50 = 305,70 = 305 + 0,70mm ld = 305 + 0,70mm
3.6.2 STABILIREA DIAMETRULUI (Ød) A SEMIFABRICATULUI LAMINAT
OPERATIA NR4 – STRUNJIRE III
faza de strunjire de finisare :
bnom = 51,700mm IT = TP = 100 μm
bmin = 51,640mm Rzp = εp = 25 μm
bmax = 51,700mm ςc = 2 x 0,5 x 72 μm
εv = 100 μm ςcentr = 250 μm
Din relatia (3.5)3 rezulta :
ςp = √(722+2502) = 260 μm ςp = 260 μm
Din relatia (3.5)3 rezulta:
2ACmin = 2[25 + 25 + √(2602 + 1002)] = 656 μm 2ACmin = 656 μm
ACnom = 656 + 100 = 756 μm
amax = 51,700 + 0,756 = 52,456mm
anom = 52,456 – 0,100mm
Anom finis = 52,456 – 0,100mm
faza strunjire de degrosare
bnom = 52,456mm IT = Tp = 250 μm
bmin = 51,900mm Rzp = εp =50μm
bmax = 52,456mm ςc = 2 x 0,5 x 72 μm
εv = 100 μm ςcentr = 250 μm
ςp = √(722+2502) = 260 μm ςp = 260 μm
: 2ACmin = 2[50+ 50 + √(2602 + 1002)] = 756 μm 2ACmin = 756 μm
ACnom = 756 + 250 = 1016 μm
amax = 52,456 + 1,016 = 53,472mm
anom = 52,456 – 0,250mm
Anom degros = 53,472 – 0,250mm
Din tabelul 5.13 pentru diametrul semifabricatului laminat la cald avem Фd = 53-0,1+0,7 mm Фd = 53-0,1+0,7 mm
3.6.3 CALCULUL ADAOSULUI DE PRELUCRARE PENTRU SUPRAFETE INTERIOARE
OPERATIA NR.11 – STRUNJIRE IV
faza II, burgiat Ф8,5 x 54 (pentru M:10). Aceasta gaura infundata se face pe adancimea de 54mm si D’ = 8,5mm
D’ 8,5
t’ = —— = —— = 4,25mm t’ = 4,25mm
2 2
faza III, burghiat-largit Ф23 x 25 mm, tot o gaura infundata ce se face pe 25mm in vederea strunjirii interioare in care D = 25mm
Adancimea de aschiere fiind:
D- D’ 23 – 8,5
t’ = —— = ———— = 7,25mm t = 7,25mm
2 2
faza IV strunjire interioara de degrosare o voi calcu cu relatia (2.5)3 in care :
Rzp = 20 μm εp = 0
ςp = 25 μm εv = 60 μm
lc = 8 μm ςp = Δc x lc = 96 μm
Δc = 0,12 μm/mm
2ACmin = 2[20+ 25 + √(962 + 602)] = 316 μm
calculul dimensiunii interioare – intermediare
dimensiunea la operatia curenta este:
bmax = bmin = bnom = 25 + 0,316 = 25,133mm
strunjirea interioara de finisare o voi calcula tot cu relatia (3.5)3 cu datele de la sunpunctul precedent astfel :
amin = bmin – 2Acmin = 25,316 – 0,283 = 25,133mm
amax = amin + Tp = 25,316 – 0,100 = 25,216
anom = 25,5 mm
Deci dimensiunea in urma operatiei de strunjire de finisare este : Ф25,5+0,1 mm
OPERATIA NR.18 – RECTIFICARE III – DEGROSARE
Adaosul de prelucrare pentru operatia rectificare-degrosare este dat de relatia(3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 15 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 38 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(30,96) = 61,92 μm
Calculul dimensiunilor intermediare pentru operatia curenta
bmax = 25,6mm
bmin = 25,5 mm
bnom = 25,5mm
Dimensiunile la operatia precedenta (strunjire de finisare sunt urmatoarele) :
2Acnom = aAcmin + Tp = 61,92 + 38 = 99,92 ≈ 100 μm = 0,1mm
amin = bmin – 2Acnom = 25,5 – 0,1 = 25,4mm
amax = amin + Tp = 25,4 + 0,38 = 25,78mm
Deci in urma operatiei de rectificare degrosare, dimensiunea interioara este :
Ф25,7 + 0,024mm
OPERATIA NR.24 – RECTIFICARE VII – FINISARE ;
Adaosul de prelucrare pentru operatia de rectificare-finisare este dat de relatia(3.5)3 in care : Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In cadrul dimensiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 25,724mm
bmin = 25,700mm
bnom = 25,700mm
Dimensiunile la operatia precedenta(rectificare de degrosare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60,00 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 25,7 – 0,1 = 25,6mm
amax = amin + Tp = 25,6 + 0,40 = 26,00mm
Deci in urma operatiei de rectificare finisare, dimensionarea interioara este Ф26 la care se aplica toleranta pentru rulmenti cu ace de +0,020, deci Фfinisare este Ф26+0,020 mm
-0,007 -0,007
3.6.4 CALCULUL ADAOSULUI DE PRELUCRARE LA SUPRAFETE EXTERIOARE
OPERATIA NR.21 – RECTIFICARE V – FAZA II – FINISARE
a) Adaosul de prelucrare pentru operatia rectificare-finisare la palierul I – este dat de relatia (3.5)3 in care : Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 27,724mm bnom = 27,700mm
bmin = 27,700mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60,00 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 27,7 – 0,1 = 27,6mm
amax = amin + Tp = 276 + 0,40 = 28,00mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф28 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,009 +0,009
– 0,004, deci Фfinisare este: Ф28 – 0,004
Adaosul de prelucrare pentru operatia rectificare-finisare la palierul II (pentru rulment)- este dat de relatia (3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 29,724mm
bmin = 29,700mm
bnom = 29,700mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60,00 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 29,7 – 0,1 = 29,6mm
amax = amin + Tp = 29,60 + 0,40 = 30,00mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф30 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,006 +0,006
– 0,004, deci Фfinisare este: Ф30 – 0,004
c) Adaosul de prelucrare pentru operatia rectificare-finisare la palierul III, frana electromagnetica, alejaz liber pe ax pinion – este dat de relatia (3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 33,724mm
bmin = 33,700mm
bnom = 33,700mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60,00 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 33,70 – 0,1 = 33,60mm
amax = amin + Tp = 33,60 + 0,40 = 34,00mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф34 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,100, deci Фfinisare este: Ф34 +0,100
d) Adaosul de prelucrare pentru operatia rectificare-finisare la palierul IV, frana electromagnetica, alejaz liber pe ax pinion – este dat de relatia (3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 33,724mm
bmin = 33,700mm
bnom = 33,700mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60,00 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 33,70 – 0,1 = 33,60mm
amax = amin + Tp = 33,60 + 0,40 = 34,00mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф34 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,100, deci Фfinisare este: Ф34 +0,017
-0,008
d) Adaosul de prelucrare pentru operatia rectificare-finisare la palierul V(pentru rulment) – este dat de relatia (3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 39,724mm
bmin = 39,700mm
bnom = 39,700mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60,00 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 39,70 – 0,1 = 39,60mm
amax = amin + Tp = 39,60 + 0,40 = 40,00mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф34 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,100, deci Фfinisare este: Ф34 +0,006
-0,006
OPERATIA NR.17 – RECTIFICARE II – FINISARE II
a) Adaosul de prelucrare pentru operatia la rectificare – finisare II la palierul V (pentru rulment), este data de relatia (3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 40,724mm
bmin = 40,700mm
bnom = 40,700mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 40,200 – 0,1 = 40,10mm
amax = amin + Tp = 40,10 + 0,40 = 40,05mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф40,5 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,05, deci Фfinisare este: Ф40,5 +0,005
b) Adaosul de prelucrare pentru operatia la rectificare – finisare II la palierul II (pentru rulment), este data de relatia (3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 29,924mm
bmin = 29,900mm
bnom = 29,900mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 29,9 – 0,1 = 29,80mm
amax = amin + Tp = 29,80 + 0,40 = 30,20mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф30,2 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,05, deci Фfinisare este: Ф30,2 +0,005
OPERATIA NR.10 – RECTIFICARE I – DEGROSARE
a) Adaosul de prelucrare pentru operatia la rectificare – degrosare la palierul II (pentru rulment), este data de relatia (3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 30,124mm
bmin = 30,100mm
bnom = 30,100mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 30,100 – 0,1 = 30,00mm
amax = amin + Tp = 30,10 + 0,40 = 30,40mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф40,5 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,05, deci Фfinisare este: Ф30,04 +0,005
b) Adaosul de prelucrare pentru operatia la rectificare – degrosare la palierul IV (pentru rulment), este data de relatia (3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 34,124mm
bmin = 34,100mm
bnom = 34,100mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 34,10 – 0,1 = 34,00mm
amax = amin + Tp = 34,80 + 0,40 = 34,40mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф30,2 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,05, deci Фfinisare este: Ф34,4 +0,005
c) Adaosul de prelucrare pentru operatia la rectificare – finisare II la palierul V (pentru rulment), este data de relatia (3.5)3 in care :
Rzp = 5 μm ςp = Δc x lc
ςp = 14 μm Δc = 0,12 μm/mm
εv = 10 μm lc = 0,8mm
Tp = 40 μm ςp = 0,96mm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
In calculul dimnsiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 40,124mm
bmin = 40,100mm
bnom = 40,100mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 60 + 40 = 100 μm = 0,1 mm
amin = bmin – 2Acnom = 40,1 – 0,1 = 40,00mm
amax = amin + Tp = 40,4 + 0,40 = 40,4mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de Ф40,4 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,50, deci Фfinisare este: Ф40,4 +0,005
OPERATIA NR.10 – RECTIFICARE I – DEGROSARE
a) Adaosul de prelucrare la frezarea danturii de finisare, este data de relatia (3.3)3 in care : Rzp = 10 μm ςp = 0,95 μm
ςp = 25 μm εv = 34 μm
2ACmin = 2(29,96) = 59,92 μm ≈ 60,00 μm
dar bmax = 1,10 μm = 1,11 mm tab5.30 (2-68) si cu rezultatul anterior din (3.3)3 il introducem in (3.8)3 rezulta:
affmax = bmax + 2Acnom = 0,14 + 0,11 = 0,25mm affmax = 0,25mm
Adaosul de prelucrare la frezarea danturii de degrosare in acest caz este functie de modulul (m- 2,5mm) din care scade cu :
adaosul pentru rectificat dantura armax = 0,12mm deci :
afdmax = 2,5 – (0,12 + 0,25) = 2,13 mm afdmax = 2,13mm
OPERATIA NR.22 – RECTIFICARE – DANTURA z = 18; m = 2,5mm
Adaosul de prelucrare la rectificarea danturii , este data de relatia (3.3)3 in care : Rzp = 2 μm ςp = 0,95 μm
ςp = 3 μm εv = 4 μm
2ACmin = 2(9,95) = 19,92 μm ≈ 0,02 μm
dar bmax = 100 μm = 0,1 mm tab5.31 (2-68) si cu rezultatul anterior din (3.3)3 il introducem in (3.8)3 rezulta:
armax = bmax + 2Acnom = 0,1 + 0,02 = 0,12mm armax = 0,12mm
OPERATIA NR.8 – FREZARE – NUT DE PANA
Cele doua nuturi de pana au : latimea (8-0,36) si adancimea (4,2 + 0,2) si lungimi diferite de 40mm si rspectiv 45mm.
Deci adaosul de prelucrare pentru operatia de frezat nr.8nuturi de pana este : 4,2mm la care se adauga si toleranta :
adaosul de prelucrare = 4,2mm
toleranta 0,2mm
acpmax = 4,2 + 0,2 = 4,4mm acpmax = 4,4mm
OPERATIA NR.2 – STRUNJIRE I – BURGHIAT CENTRE
Aceasta operatie se executa la ambele capete la o adancime de 12mm, cu Ф2,5mm, infundat si cu sanfren la intrare.
Adaosul de prelucrat in acest caz este egal cu adancimea de aschiere :
D
amaz = t = —— in care :
2
D = 2,5mm – diametrul gaurii
25
amaz = t = —— = 1,25mm
2
OPERATIIA NR.3 – STRUNJIRE II – DEGROSARE
Faza I – strunjire palier V – Adaosul de prelucrare il determin cu relatia: (3,5)3 si (3.8)3 in care:
Rzp = 15 μm ςp = Δc x lc
ςp = 30 μm Δc = 0,6 μm/mm
εv = 29 μm lc = 0,6mm
Tp = 350 μm
Din (3.7)3 rezulta: ςp = 0,36mm
Din (3.5)3 rezulta: 2ACmin = 2(74,36) = 148,72 μm ≈ 0,015 mm
In calculul dimensiunilor intermediare pentru operatia curenta avem:
bmax = 40,326mm
bmin = 40,300mm
bnom = 40,300mm
Dimensiunile la operatia precedenta (rectificare de degresare) sunt urmatoarele :
2Acnom = 2Acmin + Tp = 0,15 + 0,35 = 0,50mm din (3.10)3 rezulta :
|amin = bmin – 2Acnom = 40,30 – 0,1 = 40,10mm
|amax = amin + Tp = 40,15 + 0,35 = 40,50mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de 40,50 la care se aplica toleranta pentru montat pinion +0,1, deci Фdegresare este:Ф40,50 +0,1mm
Faza ce se executa din doua treceri pe o lungime de :15,8 + 141,8 + 48 = 251,4mm ;
t = 6,25 : 2
Faza II – strunjire palier IV – Adaosul de prelucrare il determin cu relatia: (3,5)3 si (3.7)3 in care:
ςp = 0,36 μm
2ACmin = 0,15mm
bmax = 34,326mm
bmin = 34,300mm
bnom = 34,300mm
2Acnom = 2Acmin + Tp = 34,30 + 0,15 = 40,15mm din (3.10)3 rezulta :
|amin = bmin – 2Acnom = 34,30 – 0,1 = 40,15mm
|amax = amin + Tp = 34,15 + 0,35 = 34,50mm
Deci in urma operatiei de rectificare-finisare, dimensiunea exterioara este de 34,50 la care se aplica toleranta pentru rectificare +0,1, deci Фdegresare este:Ф34,50 +0,1mm
Faza ce se executa din doua treceri pe o lungime de : 141,8 + 45,8 +48 = 235,6mm si care cu un adaos de prelucrare egal cu adancimea de aschiere dat de relatia :
D – d
amaz = t = —— [mm] (3.12)3
2
in care D – diametrul exterior = 40,5mm
d = 34,5mm rezulta:
amax = t = (40,5 – 34,5) :3 = 3mm.
Faza III – strunjire palier II – Adaosul de prelucrare il determin cu relatia: (3,5)3 si (3.7)3 in care:
ςp = 0,36 μm
2ACmin = 0,15mm
bmax = 30,326mm
bmin = 30,300mm
bnom = 30,300mm
2Acnom = 2Acmin + Tp = 0,35 + 0,15 = 0,50mm din (3.10)3 rezulta :
|amin = bmin – 2Acnom = 30,30 – 0,1 = 30,15mm
|amax = amin + Tp = 30,15 + 0,35 = 30,50mm
Deci in urma operatiei de strunjire -degrosare, dimensiunea este de 30,50 la care se aplica toleranta pentru rectificare +0,1, deci Фdegresare este:Ф30,50 +0,1mm
Faza ce se executa din doua treceri pe o lungime de : 45,8 + 48 = 93,8mm si un adaos de prelucrare egal cu adancimea de aschiere dat de relatia(3.12)3:
in care D – 34,5mm
d = 30,5mm rezulta:
amax = t = (34,5 – 30,5) :2 = 2mm
Faza IV – strunjire palier I – Adaosul de prelucrare il determin cu relatia: (3,5)3 si (3.7)3 in care:
ςp = 0,36 μm
2ACmin = 0,15mm 2Acnom = 0,50mm Tp = 0,35mm
bmax = 28,226mm
bmin = 28,200mm
bnom = 28,200mm
Din (3.10)3 =>
|amin = bmin – 2Acnom = 28,20 – 0,15 = 28,05mm
|amax = amin + Tp = 28,05 + 0,35 = 28,4mm
In urma fazei rezulta dimensiunea de 28,4 la care se aplica toleranta de +0,1, rezultand:Ф28,4 +0,1mm
Faza ce se executa dintr-o trecere pe o lungime de : 48mm si un adaos de prelucrare egal cu adancimea de aschiere dat de relatia(3.12)3:
in care D – 30,5mm
d = 28,4mm rezulta:
amax = t = (30,5 – 28,4) :2 = 1,05mm
3.7 ALEGEREA MASINILOR UNELTE, SCULELOR, LICHIDELOR DE UNGERE SI A MIJLOACELOR DE MASURARE
3.7.1 ALEGEREA MASINILOR UNELTE
In proiectarea proceselor tehnologice de prelucrare mecanica, alegerea masinilor unelte se realizeaza tinand cont de urmatoarele criterii :
posibilitatea generarii suprafetelor la un cost minim ;
masina – unealta sa asigure realizarea tuturor conditiilor de precizie impuse pisei de prelucrat ;
masa de lucru a masinii – unelte sa permita amplasarea reperului(dimensiunile de gabarit ale reperului si greutatea acestora sa fie in limitele prescrise pentru masina – unealt) ;
capacitatea productiva a masinii – unelte sa concorde cu programul de productie impus ;
schema cinematica, sistemele de actionare sa permita prelucrarea cu regimul optim de aschiere.
Determinarea valorilor din sirul turatiilor si a avansurilor in conditiile specificarii valorilor minime, maxime si a numarului de trepte se realizeaza astfel. In prima faza se determina ratia φn pentru turatii, respectiv φs pentru avansuri :
nmax
φn = Zn-1√———— (3.13)3
nmin
.
smax
φs = Zs-1√———— (3.14)3
smin
unde zn – reprezinta numarul treptelor din gama de turatii
zs – numarul treptelor din gama de avansuri
Ulterior se pot obtine toate valorile sirului, cu relatiile :
Ni = nmin φnii-1, i ε (1,2,3……..,zn), i ε N (3.15)3
Sj = smin φsi-1, i ε (1,2,3……..,zn), i ε N (3.16)3
Cu relatiile (3.13)3, (3.14)3, 3.25)3, 3(16)3 si caracteristicile principale ale unor masini-unelte universale – anexa III – unelte necesare pentru opratii tehnologice stabilite in subcapitolul 3.4
Pentru operatia nr.1 – debitare – aleg ferestraul alternativ FA300, care are urmatoarele caracteristici:
dimensiunea maxima a materialului debitat: rotund/subunghi …. 300/150mm
cursa ramei ……………………………………………………….150mm
dimensiunea panzei de ferestrau conform STAS 1066-70………600 x 50 x 4m
numarul treptelor cursabile duble pe minut……………………….3
numarul curselor pe minut……………………………………….63, 80, 100
avansul de taiere………………………………………………….continuu
motorul electric asincron-trifazat : putere/turatie…………….22kw/150 rot/min
dimensiuni gabarit lung x lat x inalt……………………….1400 x 611 x 890mm
greutate maxima cca………………………………………………………550kg
Pentru operatiile nr2,3,4 si 11 – strunjire – aleg normativ; tip SNA 450 care are urmatoarele caracteristici:
diametrul maxim al piesei pentru batiu……………………………….450mm
distanta maxima intre varfuri …………………………………1000-2000mm
diametrul maxim al piesei peste carucior………………………….225mm
diametrul maxim al barei de prelucrat……………………………….62mm
numarul treptelor de turatii………………………………………….21(24)mm
domeniul de turatii…………………………………………20…..2000 rot/min
(20,30,32,40, 50, 63, 80, 100, 25, 160, 200, 250, 315, 400, 599, 600, 800, 1000,1250,1600,1800,2000)
domeniul de avansuri :
– longitudinale ………………………………………..0,007…1,25mm/m
(0,028, 0,10, 0,13, 0,19, 0,27, 0,38, 0,45, 0,53, 0,62, 0,75, 0,88, 1,26, 1,72, 2,36, 2,58, 3,02, 3,15 ,4,38, 5)
– transversale……………………………………………….0,007…..1,25mm/m
cursa maxima a pinalei…………………………………………………200mm
cursa maxima a saniei port-cutit……………………………………….170mm
puterea motorului principal…………………………………………….7,5kw
masa strungului…………………………………………………………2760kg
dimensiuni de gabarit: lungime…………………………………………3050mm
latime………………………………………….1350mm
inaltime………………………………………..1375mm
c)Pentru operatia nr.5 – frezare – danturare, pentru aceasta operatie aleg masina de frezat roti dintate prin rotogolire tip FD320, care are urmatoarele caracteristici:
– diametrul maxim al rotii prelucrate………………………………………. 320mm
modulul maxim……………………………………………………………….6mm
latimea maxima de frecare pentru roti dintate………………………………280mm
numarul maxim de dinti ce se pot freza :
– ecuatia normala (angrenaje de diviz. 2 :60)…………………8
– ecuatia speciala (angrenaje de diviz. 2 :60)………………….4
numarul treptelor de turatii ale arb.port-scula……………………………….8
gama turatiilor…………………………………………………60….300 rot/min
gama avansurilor verticale ale suportuli port-scula la o rotatie a sculei…0,04-4mm/m
inclinatia maxima a suportului port-scula…………………………………..60º
gama avansurilor :
-radial (hidraulic fara trepte……………………………….0,70 – 50mm/m
-axial ……………………………………………………….1….22,5 mm/m
-tangential…………………………………………………0,2….22,5mm/m
alezajul conic din axul port-scula……………………………….Morse 4
diametrul maxim al sculei standardizate……………………………105mm
diametrul mesei……………………………………………………….320mm
puterea electrica instalata………………………………………………8,8 kw
dimensiuni de gabarit: lungime……………………………………..2200mm
latime………………………………………..980mm
inaltime………………………………………1900mm
masa utilajului……………………………………………………………3700kg
Pentru operatia nr.8 – frezare, aleg masina de frezare verticala tip FV – 36 care are urmatoarele caracteristici:
– suprafata mesei…………………………………………………….360 x 1400mm
numarul canalelor T……………………………………………………..3 buc
latimea canalelor…………………………………………………………18mm
distanta intre canale……………………………………………………….80mm
– cursa longitudinala: automat/manuala………………………………..900/920mm
– cursa transversala : automat/manuala…………………………………450/470mm
distanta dintre axa principala si suprafata mesei……………………55…525mm
distanta intre ghidajele batiului si mijlocul mesei………..222,5……542.5mm
distanta intre axa arborelui principal si ghidajul batiului…………….360mm
conul axului9 principal………………………………………………150..50
diametrul axului principal in rulmentul din fata………………………100mm
– domeniul de rotatie al axului principal…………………………….32..1600rot/min
numarul treptelor de turatii ax principal……………………………………18
(32, 40, 50, 63,80, 100, 125, 160, 200, 250, 315, 400, 500, 630, 800, 1000, 1250, 1600)
unghiul de rotatie in plan orizontal al mesei…………………………….0º
domeniul avans. Verticale : ½ din avans.longitudinal………………….mm/m
domeniul avans.longitudinele si transversale…………………….19…950mm/m
numarul treptelor de avansuri…………………………………………….18
(19, 24, 30, 38, 48, 60, 75, 95, 118, 150, 190, 235, 300, 375, 475, 600, 750, 950)
avans rapid longitudinal si transversal…………………………..2300mm/min
avans rapid vertical……………………………………………….765mm/min
puterea electromotorului de actionare principal…………………7,5 kw
putere electromotor pentru avansuri……………………………..1500/rot/min
puterea electromotor pentru racire…………………………………0,15 kw
nr. de rotatii, electromiotor racier………………………………3000rot/min
greutatea masinii………………………………………………….3500kg
dimensiuni de gabarit : lungime………………………………….1968mm
latime…………………………………….2375mm
inaltime………………………………….2025mm
Pentru operatiile nr. 10, 17, 18, 21 si 24 – rectificare exterior, aleg masina de rectificat universala tip RU-100, cu urmatoarele caracteristici tehnice :
diametrul maxim de rectificare……………………………………100mm
domeniul diametrelor inter. de rectificare………………………15 – 80 mm
lungimea maxima de rectificat exterior……………………………300mm
lungimea maxima de rectificat interior…………………………….100mm
unghiul de rotire al mesei…………………………………………….12º
latimea maxima a discului……………………………………………40mm
turatia arborelui pietrei abrazive……………………………………..1480 rot/mi
domeniul de turatii al piesei (reglabile continu)…………………63..800 rot/min
(63, 85, 115, 143, 236, 324, 378, 390, 463, 489, 525, 602, 690, 735, 800)
unghiul maxim de rotire a papusii port-presa …………………..Morse 5
dimensiuni de gabarit : lungime…………………………..1680mm
latime……………………………..1835mm
inaltime…………………………..2225mm
greutatea masinii ………………………………………………2400kg
Pentru operatia nr.16 – curatat-periat, aleg polizorul universal cu aspirator PU 300 A, care are urmatoarele caracteristici tehnice:
diametrul pietrei cilindrice plane………………………………………..300mm
numarul posturilor de lucru………………………………………………2
diametrul capetelor de iesire al arborelui electromotor………………….25mm
distanta dintre planele mediane ale pitrelor………………………….…420mm
inaltimea axelor pietrelor de la sol……………………………………..1000mm
viteza maxima periferica a pietrei………………………………………24 m/s
-putere…………………………………………………..…1,7 kw
-turatia……………………………………………….1500 rot/min
tipul diametrului pietrei: – ceramic, bachelita
dimensiuni de gabarit : lungime………………………………………..800mm
latime…………………………………………570mm
inaltime………………………………………..1330mm
greutate (cu aspirator) …………………………………………………..190kg
Pentru operatiile:
Nr.8 – raionare dantura – am ales masina de raionat dantura tip 580, fabricata in URSS
Nr.20 – rectificat centre Ф2,5 – am ales o masina de rectificat tip six.z.B 1600 x 100 cod WMW
Nr.22 – rectificat dantura – am ales o masina de rectificat dantura tip REISHAUER cod N.Z.A
Nr.15 – indreptare – am ales o presa tip PHO – 25
Nr.12, 13,14 – operatiile de tratament termic si termochimic am ales instalatii specifice acestor tratamente.
Nr 7 – trasare- am ales o masa de cusut 1000 x 1200mm
Nr 9, 19 si 23 – ajustare, montare si demontare dispozitiv, am ales banc de lacatuserie
NrCI, CII, CIII, CFI si CFII – control intermediar si final, am ales o masa de control.
3.7.2 ALEGEREA SCULELOR
Influienta sculei aschietoare asupra prelucrabilitatii se manifesta prin intermediul materialului partii aschietoare si a parametrilor geometrici ai acestuia.
Recomandari ptivind utilizarea sculelor aschietoare precum si a materialelor abrazive, cat si caracteristicile acestora le-am ales tinand cont de recomandarile prevazute in tabelele 6.4, 2-9.5, 6.5 – 95 si 6.6 – 2 – 96
Otelul rapid, caracterizat prin tehnicitate, rezistenta la rupere, prelucrabilitate buna, cost redus, se recomanda a fi utilizat pentru aschierea suprafetelor discontinuue, variatii ale sectiunilor sau la confectionarea sculelor : cutite, burghie, freze, etc.
a) Pentru operatia nr.1 – debitarea semifabricatului – voi folosi panza ferestraului STAS a066 – 70; 600 x 50 x 4mm
b) Pentru operatiile nr. 2, 3, 4 si 11 – strunjire de degrosare a suprafetelor exterioare, am ales cutit 20 x 20 STAS 6377-80/PSC.
strunjirea capetelor piesei – am ales cutit 32 x 20, STAS 358 – 67 /RP 3-1
strunjirea de finisare a suprafetelor – cu cutitul 25 x 10 STAS 6378 – 80/P20
strunjirea interioara – o voi face cu cutitul 20 x 10 STAS 6378-80/P10
c) Pentru operatia nr.5 – frezarea danturii – de degrosare si frezarea danturiide finisare aleg: Freza melc model mm 2,5mm
d) Pentru operatia nr.8 – frezarea canalelor de pana aleg Freza deget Ф8 STAS
e) Pentru operatia nr.10, 17, 18 si 24 – rectificare exterioara am ales discul abraziv tip En 25…40 L –D unde:
En = materialul abraziv;
25…..40 – granulatia
L – D – duritatea
C – liantul
f) Pentru operatia nr.16 – curatat – periat, voi folosi un disc de sarma STAS
Pentru operatiile :
Nr.7 – trasare – folosesc un ac de trasat Ф3 STAS
Nr.8 – raionare dantura – folosesc masina SH 580.
Nr.9 – ajustare – aleg diferite pile ca profil si granulatie si poansonare.
Nr.20 – rectificare centre – aleg : piatra cu coada tip En 25-40 L-D C.
Nr.22 – rectificare dantura – se alege : piatra melc abraziva m :2,5mm
Nr2.- strunjire,l fazele II si VI centruire voi alege : Burghiu Ф2,5 STAS 1114 – 67/RP3
Nr.24 – rectificare interioara, rectificare frontala si rectificare plan frontala a axului (cap dantura) se alege : Disc abraziv cu carecteristicile :
diametrul discului = 20mm
latimea discului = 15mm
granulatie = 40
liant = C
material abraziv = En
3.7.3 ALEGEREA LICHIDELOR DE RACIRE – UNGERE, CONSERVARE
Lichidele de racire ungere contribuie la cresterea durabilitatii sculelor de aschiere, micsorand temperaturile si fortele de aschiere imbunatatind rugozitatea suprafetei prelicrate.
Recomandari privind lichidele de racire – ungere utilizate la diferite prelucrari sunt prezentate in tabelul 6.9 – 2 – 98.
pentru operatiile : debitare, strunjire, gaurire, frezare aleg o emulsie anticoroziv, antibactericid, de tipul : PE1
pentru operatiile de rectificare a danturii ; aleg un lichid de racire si ungere, aleg ulei mineral 102 + ulei rapita sulfurizat, antiuzura, antirugina, detergent, dispersat de tip P2A.
pentru operatiile de rectificare exterior-interior si filetare, aleg un lichid de racire si ungere, un ulei mineral antioxidant, detergent, dispersat, antirugina de tip P4C tip1
conservarea piesi finite dupa operatia : CFII si promovate pentru operatia urmatoare- conservare, o voi face astfel:
– spalare in baie de petrol
– uscarea pieselor,
– ambalare cu hartie parafina
– depozitare in rafturi
3.7.4 ALEGEREA MIJLOACELOR DE MASURARE
Alegera mijloacelor de masurare se realizeaza luind in considerare:
caracteristicile metrologice ale aparatelor de masurat si precizia ceruta;
productivitatea operatiei de masurare sau control tehnic ;
costul operatiei de control ( incluzand investitia facuta pentru achizitionarea aparatului de masurat, costul manoperei de masurare)
conditiile de lucru
In adoptarea deciziei privind alegerea metodei si mijloacelor de masurare, eficienta economica are un rol determinant, fiind conditionata de pretul de cost de precizie si conditiile de lucru. Precizia mijlocului de control se alege astfel incat valoarea diviziunii mijlocului de masurat sa reprezinte 1/5 – 1/6 din campul de toleranta a dimensiunii controlate. Operatiile de control efectuate pe parcursul itinerarului tehnologic se vor prevedea dupa obtinerea cotelor principale, stra. tolerante sau a conditiilor de precizie a formei geometrice si de precizie a pozitiei reciproce a suprafetei. Menirea controlului interoperational este de a pune in evidenta din timp eventualele rebuturi, evitand astfel consumul ulterior, nejustificat de manopera, energie, scule, etc. La includerea controlului interoperational se va tine cont de faptul ca acesta se reflecta in costul total de fabricatie a reperului.
In planul de operatie se trec toate datele tehnice necesare pentru control ; cotele ce se vor calcula , cu ce instrumente. La productia de serie mica si unicat, controlul se realizeaza in ciclul automat, eliminand influenta facorului uman, fabricatia este mai omogena, fapt ce permite renuntarea la controlul bucata cu bucata, in favoarea celui prin sondaj, utilizand metoda statistica.
Caracteristicile principalelor mijloace de masurare a lungimilor, unghiurilor, conicitatilor, diametrelor, filetelor, rotilor dintate le voi intrebuinta si folosi astfel :
pentru operatiile de debitare, strunjire exterioara se va folosi subler obisnuit STAS 1373 /2 – 73 cu urmatoarele caracteristici :
valoarea diviziunii………………….0,1mm
domeniul de masurare al scarii…………..0….30mm
domeniul de utilizare :
– dimensiuni exterioare….0 ÷300mm
– dimensiuni interioare…10 ÷ 300mm
pentru operatiile de prelucrari interioare se va folosi subler de adancime STAS 1373/3-73 cu urmatoarele caracteristici :
valoarea diviziunii……………………0,1mm
domeniul de masurare al scarii…..0 ÷ 150mm
domeniul de utilizare inter. …… .0 ÷ 150mm
pentru operatiile de strunjire de finisare si rectificare de degrosare, se va folosi micrometrul de exterior obisnuit STAS 1374 _ 73 cu urmatoarele caracteristici :
valoarea diviziunii ………………………0,01mm
domeniul de masurare al scarii …………..25mm
domeniul de utilizare……………………..25 ÷ 50mm
pentru operatiile de rectificare de finisare la interior, se va folosi micrometrul de interior cu ciocuri (micrometrul-vergea) cu urmatoarele caracteristici :
valoarea diviziunii…………………………..0,01mm
domeniul de masurare al scarii………………12mm
domeniul de utilizare…………………………20 ÷ 32mm
pentru operatiile de recificare de finisare de exterior se va folosi comparator cu cadran STAS 4293 – 79, cu urmatoarele caracteristici :
valoarea diviziunii……………………………..0,001mm
domeniul de masurare al scarii…………….0 ÷ 1mm
domeniul de utilizare
pentru operatiile de prelucrarea danturii se vor folosi urmatoarele mijloace de masurare :
– aparat pentru masurarea pasului de baza, cu caracteristicile :
valoarea diviziunii…………………………………..0,002
domeniul de masurare al scarii……………………..>1mm
modulul………………………………………….2…10mm
– subler pentru dantura STAS 1373/5 – 73, cu urmatoarele caracteristici :
valoarea diviziunii…………………………………0,02mm
domeniul de masurare al scarii……………………….35mm
modulul…………………………………………..1 ÷ 18mm
– calibrul potcoava cu comparator pentru roti dintate, cu urmatoarele caracteristici :
valoarea diviziunii…………………………….….0,005mm
domeniul de masurare al scarii……………………0 ÷ 2mm
modulul……………………………………………0 ÷ 10mm
– evolventmetru, cu urmatoarele caracteristici :
valoarea diviziunii…………………………………0,001mm
domeniul de masurare al scarii………………….………3mm
domeniul de masurare al aparatului……………..25 ÷ 330mm
utilizare : compara profilul efectiv frontal al dintelui cu evolventa teoretica.
3.8 STABILIREA REGIMULUI DE ASCHIERE
3.8.1 METODOLOFIA DE STABILIRE A REGIMURILOR DE ASCHIERE
La proiectarea proceselor tehnologice de prelucrare, o etapa importanta o constituie stabilirea regimurilor de aschiere optime. Aceasta exercita o influenta directa asupra normei de timp, a capacitatii productive de aschiere, respectiv asupra costului prelucrarii.
Optimizarea regimului de aschiere se bazeaza pe criteriul capacitatii productive de aschiere maxima, rezultand o durabilitate economica sau o durabilitate optima pentru taisul sculei.
Paramerii regimului de aschiere se stabilesc, in principiu, in urmatoarele conditii :
adancimea de aschiere………………..t
avansul…………………………….s
viteza de aschiere…………………v
acestia pot fi calculati analitic, luand in considerare conditiile concrete de aschiere, sau pot fi alesi den normative.
stabilirea adancimii de aschiere si a numarului de treceri.
Adancimea de aschiere se stabileste in concordanta cu marimea de prelucrare intermediar cu relatiile :
pentru adaosuri simetrice :
2Acnom
t = ———— [mm] (3.17)3
2
pentru adaosuri asimetrice :
t = Acmon [mm] (3.18)3
Daca adaosul de prelucrare intermediar nu se poate indeparta intr-o singura trecere, numarul de treceri necesare va fi :
pentru adaosuri simetrice :
2Acnom
i = ———— [mm] (3.19)3
2t
Acnom
t = ———— [mm] (3.20)3
t
Stabilirea avansului . In functie de procedeul de prelucrare, avansul se exprima astfel :
avans de rotatie s, in [mm/min]
avans pe un dinte Sz, in [mm/dinte]
avans pe cursa dubla Scd, in [mm/cd]
Viteza de avans, numita avans pe minut la unele procedee se determina astfel :
Sv = s x n [mm/min] unde : n – turatia sculei piesei.
Din diagrama de avansuri a masinii-unelte se alege valoarea imediat inferioara celei calculate sau recomandate in tabele.
Stabilirea vitezei de aschiere si a turatiei
Viteza de aschiere se stabileste in functie de urmatoarele, cu relatia generala :
Cv
V = ——————— ۰K [m/mm] (3.22)3
]Tm ۰ Txv ۰ syv·
In care : Cv- coeficient in functie de materialul prelucrat si materialul sculei; tabelul 7,5 – 2 –121;
T – durabilitatea sculei, in min; tabelul 7.4 – 2- 120;
T – adancimea de aschiere, in mm
s- avansul, in mm/rot
m, xy, yy – exponenti, tabelul 75-2-121;
k – coeficient de corectie in functie de conditiile concrete de aschiere compus din :
k1 – coeficient in functie de starea suprafetei, se ia din tabelul 7.8-2-123
k2 – coeficient in functie de starea suprafetei , se ia din tablul7.7-2-123
k3 – coeficient in functi de materialul taisului sculei, din tabelul 7.8-2123
k4 – coeficient in functie de unghiul de atac principal , tabel 7.9-2-123
k5- coeficient in functie de raza de varf a cutitului, tabel 7.10-2-123
k6 – coeficient in functie de forma fetei de degajare, tabel 7.11-2-123
k7 – coeficient in functie de forma taisului principal, tabel7.12-2-123
k8 – coeficient in functie de utilizarea unui lichid de racire-ungere, tabel 7.13-2-123
Miscarea principala de aschiere poate fi realizata de scula sau de piesa. In cadrul unei miscari principale de rotatie, turatia se calculeaza cu relatia :
1000 x v
n = ——— [rot/min] (3.23)3
x d
unde : d = diametrul suprafetei prelucrate, in mm
v = viteza de aschiere, in mm
de la masina-unealta se alege valoarea imediat inferioara si apoi se calculeaza viteza reala de aschiere Vr. O valoare suplimentara, foarte apropiata poate fi aleasa numai daca :
Vr – V
v = ——— ۰ 100 < 5% (3.24)3
Vr
Verificarea regimului de aschiere
Regimul de aschiere stabilit trebuie sa poata fi realizat da masina-unealta. Problema se pune in special la operatiisau faze de degrosare. Regimul de aschiere se verifica in raport cu puterea actionarii principale a masinii-unelte, cu momentul de torsiune admis, cu forta de tractiune sau forta admisa de mecanismul de avans. Putera necesara aschierii se calculeaza si se compara cu puterea nominala a motorului electric cu relatia :
Fz ۰ D
Pr = ——— Pme (3.25)3
6000
unde : Fz – forta principala de aschiere in daN ;
Vr – viteza reala de aschiere, in m/min ;
– randamentul masinii – unelte
Pme – puterea nominala a motorului electric de actionare a masinii-unelte.
Daca nu este sadisfacuta relatia: (2.25)3 voi laege o masina-unealta, cu motor electric de putere corespunzatoare sau diminuarea valorilor parametrilor regimului de ascvhiere, in ordine v, s, t, pana la verificare cu relatia:
Fz ۰ D
2Mt = ——— [N] (3.26)3
1000
in care : Fz – forta principala de aschiere in N ;
D – diametrul suprafetei prelucrate sau diametrul activ al sculei, in mm.
Valoarea calculata trebuie sa fie inferioara celei admise de masina-unealta.
3.8.2 REGIMUL DE ASCHIERE LA STRUNJIRE
Strunjirea frontala a capetelor semifabricatului
Adaosul de aschiere il determin cu relatia (3.18)3 astfel :
305 – 300,3
T = Acnom = —————— = 2,35 mm, care este adaosul de prelucrare.
2
t = 2,35mm
Avansul din tabel este 0,08 mm/rot, iar din diagrama de avansuri pct. a, aleg s = 0,028 mm/rot s = 0,028mm/rot
Viteza de aschiere v , o calculez cu relatia (3.22)3 in care : kv = 95 ; k2 = 1,0 k3 = 1,0 ; k4 = 0,8; k5 = 0,94; k6 = 0,8; k7 = 0,8; k8 = 1,0; T = 60min; xy = 0,25; yy = 0,33; m = 0,125 rezulta:
V = 106,07 m/min V 106,07 m/min
Turatia n o calculez cu relatia (3.23)3 in care D = 53mm, rezulta:
1000 ۰ 106,07
n = —————— = 637,2 rot/min iar din diagrama de turatii aleg 630 rot/min,
3,14 ۰ 53 pct 3.71.a n = 630 rot/min
Viteza de aschiere recalculata Vr o voi calcula astfel :
3,14 ۰ 53 ۰ 630
Vr = —————— = 104,85 m/min Vr = 104,85 m/min
1000
La unul din capete se va realiza diametrul 23mm pe o lungime de 2mm sub un unghi de 45°.
Strunjirea de degrosare pentru 40,5mm
Adaosul de aschiere il determin cu relatia (3.17)3 astfel :
T = 50,9 : 2 = 2,95mm t = 2,95mm
Avansul s, din tabel este 0,24mm/rot, iar din gama de avansuri pct.2.7.1.a aleg s = 0,19 mm/rot s = 0,19mm/rot
Viteza de aschiere V, o voi calcula cu relatia (3.22)3 in care Cv = 95; m = 0,125;
xv = 0,25; yv = 0,33; k1 = 1,09; k2 = 1,0; k3 = 0,76; k4 = 1,0; k5 = 1,0; k6 = 1,10; k7 = 1,0;
k8 = 1,30 rezulta V = 136,9 m/min V = 136,9 m/min
Turatia n, o calculez cu relatia (3.23)3 in care : D = 47mm rezulta :
1000 ۰ 136,9
n = —————— = 927,63 rot/min iar din gama de turatii aleg n = 800 rot/min,
3,14 ۰ 47 n =800 rot/min
Numarul de treceri necesar il calculez cu (3.19)3:
I = 5,90 : 1,95 = 2 i = 2
Strunjirea de finisare pentru 40,5mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi fol rel : (3.18)3, (3.22)3, (3.23)3, (3.19)3.
Adaosul de aschiere t = 0,70 :2 = 0,35 mm t = 0,35mm
Avansul s = 0,12, aleg s = 0,10mm/rot s = 0,10mm/rot
Viteza de aschiere: v = 115,5 m/min v = 115,5 m/min
Turatia n = 1302,25 rot/min, aleg n = 1250 rot/min n = 1250 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 110m/min Vr = 110 m/min
d) Strunjirea de degrosre pentru 34,5mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi folosi urm rel: (3.18)3, (3.19)3, (3.22)3, (3.23)3.
Adaosul de aschiere t = 4,8 :2 = 2,4 mm t = 2,4mm
Avansul s = 0,12, aleg s = 0,10mm/rot s = 0,10mm/rot
Viteza de aschiere: v = 168,9 m/min v = 168,9 m/min
Turatia n = 1338,25 rot/min, aleg n = 1250 rot/min n = 1250 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 162,10m/min Vr = 162,10 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Strunjirea de finisare pentru 34,5 mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi pleca de la34,5mm si voi folosi urm rel: (3.18)3, (3.19)3, (3.22)3, (3.23)3.
Adaosul de aschiere t = 0,7 :2 = 0,35 mm t = 0,35mm
Avansul s = 0,12, aleg s = 0,10mm/rot s = 0,10mm/rot
Viteza de aschiere: v = 175,25 m/min v = 175,25 m/min
Turatia n = 1340,13 rot/min, aleg n = 1250 rot/min n = 1250 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 162,10m/min Vr = 162,10 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Strunjirea de degrosare pentru 30,5 mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi pleca de la35,7mm si voi folosi urm rel: (3.18)3, (3.19)3, (3.22)3, (3.23)3.
Adaosul de aschiere t = 3,4 :2 = 1m,77 mm t = 1,77mm
Avansul s = 0,12, aleg s = 0,10mm/rot s = 0,10mm/rot
Viteza de aschiere: v = 180,25 m/min v = 180,25 m/min
Turatia n = 1350,14 rot/min, aleg n = 1250 rot/min n = 1250 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 164,2 m/min Vr = 164,2 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Strunjirea de finisare pentru 30,5 mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi pleca de la31,1mm si voi folosi urm rel: (3.18)3, (3.19)3, (3.22)3, (3.23)3.
Adaosul de aschiere t = 0,66 :2 = 0,3 mm t = 0,3mm
Avansul s = 0,12, aleg s = 0,10mm/rot s = 0,10mm/rot
Viteza de aschiere: v = 185,15 m/min v = 185,15 m/min
Turatia n = 1357,2 rot/min, aleg n = 1250 rot/min n = 1250 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 168,15m/min Vr = 168,15 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Strunjirea de degrosare pentru 28,4 mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi pleca de la30,5mm si voi folosi relatiile de mai sus pct 3.8.2.f .
Adaosul de aschiere t = 1,5 :2 = 0,75 mm t = 0,75mm
Avansul s = 0,12, aleg s = 0,10mm/rot s = 0,10mm/rot
Viteza de aschiere: v = 188,15 m/min v = 188,15 m/min
Turatia n = 1355,14 rot/min, aleg n = 1250 rot/min n = 1250 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 164,5 m/min Vr = 164,5 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Strunjirea de finisare pentru 28,4 mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi pleca de la29mm si voi folosi urm rel: (3.18)3, (3.19)3, (3.22)3, (3.23)3.
Adaosul de aschiere t = 0,6 :2 = 0,3 mm t = 0,3mm
Avansul s = 0,12, aleg s = 0,028mm/rot s = 0,028mm/rot
Viteza de aschiere: v = 180,25 m/min v = 175,25 m/min
Turatia n = 1350,14 rot/min, aleg n = 1250 rot/min n = 1250 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 164,2m/min Vr = 164,2 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Strunjirea de finisare pentru 51,70 mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi pleca de la53mm si voi folosi urm rel: (3.18)3, (3.19)3, (3.22)3, (3.23)3.
Adaosul de aschiere t = 0,9 :2 = 0,45 mm t = 0,45mm
Avansul s = 0,08, aleg s = 0,028mm/rot s = 0,028mm/rot
Viteza de aschiere: v = 175,25 m/min v = 175,25 m/min
Turatia n = 642,8 rot/min, aleg n = 630 rot/min n = 630 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 101,85m/min Vr = 101,85 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Strunjirea interioara de degrosare pentru 51,70-0,160 mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi pleca de la52,1mm si voi folosi si voi folosi relatiile de mai sus pct 3.8.2.f
Adaosul de aschiere t = 0,4 :2 = 0,20 mm t = 0,20mm
Avansul s = 0,08, aleg s = 0,028mm/rot s = 0,028mm/rot
Viteza de aschiere: v = 101,05 m/min v = 101,05 m/min
Turatia n = 642,8 rot/min, aleg n = 630 rot/min n = 630 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 101,35m/min Vr = 101,35 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Strunjirea interioara de degrosare pentru 25,5-0,1 mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi pleca de la23mm si voi folosi si voi folosi urm rel: (3.18)3, (3.19)3, (3.22)3, (3.23)3.
Adaosul de aschiere t = 2 :2 = 1 mm t = 1mm
Avansul s = 0,08, aleg s = 0,028mm/rot s = 0,028mm/rot
Viteza de aschiere: v = 106,07 m/min v = 106,07 m/min
Turatia n = 637,2 rot/min, aleg n = 630 rot/min n = 630 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 104,85m/min Vr = 101,35 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Strunjirea interioara de finisare pentru 25,5-0,1 mm mm
Pentru stabilirea regimului de aschiere, la acest diametru voi pleca de la25,1mm si voi folosi si voi folosi relatiile de mai sus pct 3.8.2.f
Adaosul de aschiere t = 0,5 :2 = 0,25 mm t = 0,25mm
Avansul s = 0,08, aleg s = 0,028mm/rot s = 0,028mm/rot
Viteza de aschiere: v = 101,05 m/min v = 101,05 m/min
Turatia n = 642,8 rot/min, aleg n = 630 rot/min n = 630 rot/min
Viteza de aschiere recalculata: Vr = 101,35m/min Vr = 101,35 m/min
Numarul de treceri : i = 1 i = 1
Dupa efectuarea operatiilor (8.8.2l si 3.8.2 m) pe acest diametruinterior se va executa rectificare de degrosare si finisare.
3.8.3 REGIMUL DE ASCHIERE LA BURGHIERE
Adancimea de aschiere cand se executa in material plin este data de relatia :
D
t = —— [mm] (3.27)3
2
adancimea de aschiere la largire este :
D – Do
t = ——— [mm] (3.28)3
2
in care D = diametrul gaurii
Do = diametrul initial al gaurii
Avansul la burgiere se face cu relatia: S = Ks · Cs · D0,6 [mm/rot] (3.29)3 in care :
Ks = coeficient in functie de lungimea gaurii, tabela 7.38-2
Cs = coeficient de avans, tabela 7.39-2-
Viteza de aschiere se calculeaza cu relatiile :
Cv · DZV
– la burgiere : V = —————— · Kv [m/min] (3.30)3
Tm · syv
Cv· DZV
– pentru largire: V = —————— · Kv [m/min] (3.31)3
Tm · txv · syv
in care : Cv – coeficient, din tabelul 7.42 – 2 – 135
T – durabilitatea, din tabelul 7.4.3 – 2 – 135
M, xv, yv – exponenti din tabelul 7.42 – 2 – 135
Kv – coeficient de corectie (Kv = KMV · KTV · K1V · KSV), se iau din tabelul 7.44 – 2 – 136.
Operatia nr.11 – faza II – burghiat cu 8,5mm
8,5
Din (3.27)3 adancimea: t = —— = 4,25mm t = 4,25mm
2
avansul, din (3.29)3, in care : Ks = 0,75; Cs = 0,047 si D0,6 = 8,50,6, rezulta: S = 0,023mm/rot s = 0,023mm/rot
Viteza de aschiere, rezulta din(3.20)3 in care avem: D = 8,5mm; Cv = 3,7
Zv = 0,4; m = 0,2; Yv = 0,7; Kv = 0,77 si T = 10 rezulta: V = 39,80m/min ≈ 40 m/min
V = 40 m/min
Turatia peisei din (3.23)3 in care avem : V = 40 si D = 8,5mm rezulta : n = 1498,68 rot/min, din gama de turatii a strungului SNA 450, alegem n = 1250 rot/min(cala strunjire) n = 1250 rot/min
Operatia nr.11 – faza III – burghiat largit 23mm
Pentru aceasta faza folosesc relatiile (3.28)3; (3.29)3 si (3.31)3 rezulta:
– adancimea de aschiere : t = 7,25mm t = 7,25mm
– avansul : s = 0,023mm/rot s = 0,023mm/rot
– viteza de aschiere: V = 41,85 ≈ 42 m/min V = 42m/min
– turatia piesei n = 1450,23 rot/min, din gamade turatii a burghiului aleg n = 1250 rot/min n = 1250 rot/min
Avansul la cele 2 faze (II si III) de 0,023 mm/rot se realizeaza manual de strungar, prin manevrarea pinolei papusii mobile a strungarului
3.8.4 REGIMUL DE ASCHIERE LA FREZARE
Adancimea de aschiere t este lungimea taisului principal aflat in contact cu piesa de prelucrat. La frezarea cilindrica adancimea de aschiere t corespunde latimii de aschiere, tabela 8.15 – 2-
Valoarea adancimii de aschiere si a lungimii de contact se stabileste in concordanta cu felul frezarii, respectiv a sculei utilizate, astfelca adaosul de prelucrare intermediar intermediar sa fie indepartat la o singura trecere. In cazul adaosurilor mari, cand regimul de aschiere este limitat de puterea motorului electric se va alege adancimea de aschiere admisa, determinandu-se numarul de treceri.
Avansul de degrosare se alege pe dinte Sz, in mm/dinte, iar faza de finisare se alege pe rotatie s in mm/rot cu urmatoarea relatie : Z = Sz ·z [mm/rot] (3.32)3
– in care : z – numarul de dinti ai frezei date in tab 725 – 2 – 128.
Viteza de aschiere la frezare o voi calcula cu relatia urmatoare:
Cv ·D2
V = ·————— · k1 · k2 · k3 [m/min] (3.33)3
Tm · t1x · Szy · tv · zp
Unde: Cv – diametrul de coeficient functie de conditiile de frezare, tabel 7.28 – 2 – 128;
D – diametrul frezei in mm ;
T – durabilitatea frezei, in min, tab.7.29-2-131;
T1 – lungimea de contact, in mm ;
az – avansul pe dinte, in mm/dinte ;
t – adancimea de aschiere (latimea de aschiere la frezarea silindrica), in mm
z – numarul de dinti ai frezei ;
q, m, x, y, u, p – exponati, tabe. 7.35-2-131 ;
k1 – coeficient ce tine seama de materialul prelucrat, pentru otel :
70 · c1
k1 = ———; (3.34)3
Tr1
in care : c1 – coeficient, tab 7.36 –2 –132
n – are valori n – 1 pentru otel
Tr – (90 ÷ 140) daN/mm2, aleg Tr = 100daN/mm2
K2 – coeficient care tine seama de materialul taisului frezei, tab 7.37 – 2- 132
K3 – coeficient care tine seama de unghiul frontal al frezei, tab 7.37-2-132
Valorile vitezei de aschiere la frezare pot fi alese si din tabelele normative : tabelele 9.31. – 2 – 130 si 9.45 – 2 – 136.
Operatia nr.8 – frezare – canale de pana
– adancimea de aschiere : t = 4,2 mm t = 4,2mm
avansul Sz = 0,05, tabelul 8.16-1-188
z = 6 dinti.
Din (3.32)3 rezulta : S = 0,30 mm/rot pe dinte din gama avansurilor aleg :
S = 19mm/dinte
viteza de aschiere o calculez cu relatia (3.33)3 in care:
Cv = 80; D = 34,5; T = 90; t1 = 25 ; Sz = 0,05 ; t = 4,2 ; z = 6’ q = 0,25 ; m = 0,02 ; y = 0,2 ; v = 0,1 ; p = 0,1 ; k1 = 0,0005 ; k2 = 1,0 si k3 = 1,0 rezulta V = 0,81m/min
1000 · 0,81
– turatia : n = —————— = 7,5 rot/min, aleg n = 32 n = 32 rot/min
3,14 · 34,5
– viteza de aschiere recalculata : Vr = 3,46m/min
3.8.5 REGIMUL DE ASCHIERE LA CENTRUIRE
Operatia nr.2, fazele II si V de centruire se executa pe strungul SNA – 450 si in conformitate cu tabelul 7.53 – 2 – 138, avem :
tehnologie de executie : intr-o singura faza ;
scula folosita : burghiul combinat de centruire;
regim de aschire pentru d = 2,5 mm
adancime de aschiere : t = 1,25 mm
avansul : 0,03 (manual) s = 0,03 mm/min
viteza de aschiere: 7..15m/min, aleg :V = 10m/min
turatia n = 1250 rot/min n = 1250 rot/min
3.8.6 REGIMUL DE ASCHIERE LA FILETARE
Operatia nr. 2, faza VII, filetare M 10 x 15 mm Aceasta operatie se executa pe pe strungul SNA 450 in care avem:
adancimea de aschiere este egala cu inaltimea filetului M10 x 1,5, t = 1,04mm
avansul, corespunde cu pasul filetului cu pas normal de 1,5mm s = 1,5mm
viteza de aschiere se alege din tab. 7.66-2-148 si se corecteaza cu coeficientii din tab. 7.66-2-146, in caest caz : v = 6,5 m/min
1000 · 6,5
turatia, n = ————— = 206,3 rot/min
3,14 · 10 din gama de turatii pentru masinile – unelte de la pct.2.7.1.b aleg : n = 160 rot/min
3.8.7 REGIMUL DE ASCHIERE LA DANTURARE
Operatia nr.5 – danturare – z = 18 ; m = 2,5mm. La frezarea rotilor dintate cilindrice cu dinti drepti, prin rostogolire cu freza melc-modul se alege avansul din tab 7.70-2-151, iar viteza de aschiere se alege din tab.7.72-2-152 si se corecteaza cu coeficientii din tab.7.73-2-152.
Dupa calcularea tutatiei frezei si alegerea acesteia la masina-unealta, se calculeaza valoarea avansului pe minut, pentru alegerea reglarii maisnii : Sm = Sn x k/2 [mm/min]
(3.35)3
unde : k – numarul de inceputuri ale frezei-melc ;
z – numarul de dinti ai rotii ;
rezulta : – avansul pentru degrosare Sd = 1,6mm/rot
avansul pentru finisare la o rugozitate :
Ra = 3,2 ; s = 0,85mm/rot Sf = 0,85mm/rot
viteza de aschiere:
pentru degrosare : Vd = 37,5 m/min
pentru finisare : Vf = 46,0 m/min
3.8.8 REGIMUL DE ASCHIERE LA RECTIFICARE
Rectificarea cilindrica exterioara cu fixarea piesei se poate realiza cu avans longitudinal, la fiecare cursa simpla sau dubla a mesei efectuandu-se avans transversal ; si cu avans transversal.
Avansul longitudinal se determina cu relatia S1 = β · B [mm/rot] (3.36)3
unde : β – este un coeficient in functie de faza de prelucrare
B – latimea discului abraziv in mm
La rectificarea de degrosare, pentru diametrul d > 20mm, β = 0,63…0,8, aleg :
β = 0,65
La rectificarea de finisare, pentru rugozitatea suprafetei Ra = 1,6…0,8 μmm, coeficientul β = 0,5…0,75 si in acest caz aleg β = 0,60.
Viteza de avans longitudinal se alege din tab.7.86-2-161.
La rectificarea cu avans transversal se recomanda : St = 0,0025 mm/rot pentru degrosare si st = 0,001…0,005 mm/rot pentru finisare.
Viteza periferica a piesei se calculeaza cu relatia :
pentru avans longitudinal :
0,17· d0,3
Vp = ————— [m/min] (3.36)3
T0,5 · β · St
– pentru avans transversal
0,165· d0,3
Vp = ————— · k1 · k2 [m/min] (3.37)3
T0,5 · St
Unde : T – durabilitatea discului abraziv, in min tab. 7.87 –2-160
K1 – coeficientul in functie de materialul prelucrat, pentru otel calit k1 = 0,95
K2 – coeficientul in functie de diametrul discului abraziv pentru D 400mm k2 = 0,82
Viteza de aschiere corespunde vitezei periferice a discului abraziv valorile recomandate dandu-se in tab.7.88-2-162
Rectificarea exterioara de degrosare, pentru operatiile nr.10 si 17, la un diametru mediu de 35mm
avansul il determin cu (3.36)3, prin care β = 0,65 si B = 35mm rezulta:
s1 = 0,65 x 35 = 22,75 mm/rot
avansul transversal il aleg = 0,045 mm/rot
viteza periferica din (3.37)3 in care d = 35mm; T = 5min rezulta
0,17· 350,3
Vp = ——————— = 25,63 m/min
50,5 · 0,65 · 0,045
1000 x 25,63
– turatia piesei n = —————— = 233,21 rot/min, din gama de turatie a utilajului
3,14 x 35 pct. (3.7)1 aleg n = 236
turatia discului abraziv = turatia alborelui pietrei abrazive din cartea masinii RU x100 = 1480 rot/min.
Rectificarea exterioara de finisare, pentru operatia nr.21 la un diametru mediu de 34mm si cu relatiile de la pct3.8.7a obtinem :
avansul longitudinal : S1 =39,75
avansul transversal il aleg at = 0,045
viteza periferica a piesei : Vp = 26,10
turatia piesei: np = 241,2 rot/min
turatia discului abraziv: na = 1480 rot/min
Rectificarea interioara de degrosare, pentru operatia nr.18 la un diametru mediu de 25,7mm cu toleranta din documentatia tehnica :
avansul longitudinal : S1 =30,75
avansul transversal il aleg at = 0,005
viteza periferica a piesei : Vp = 14,0
turatia piesei: np = 191 aleg np = 143 rot/min
turatia pietrei cu coada: na = 1480 rot/min
diametrul pietrei cu coada: 16mm
Rectificarea interioara de degrosare, pentru operatia nr.18 la un diametru mediu de 26mm cu toleranta din documentatia tehnica :
avansul longitudinal : S1 =30,75
avansul transversal il aleg at = 0,001
viteza periferica a piesei : Vp = 14,0
turatia piesei: np = 191 aleg np = 143 rot/min
turatia pietrei cu coada: na = 1480 rot/min
diametrul pietrei cu coada: 16mm
In acest diametru interior de 26+0,020, cu o rugozitate Ra = 0,4/cm, in care se vor monta ace de rulment pentru axul III al puntii motorizate.
3.9 STABILIREA NORMEI DE TIMP
3.9.1 STRUCTURA NOMEI DE TIMP
Tinand cont de structura normeio de timp conform STAS 6909-75, se obtine relatia de calcul a normei tehnice de timp corespunzator unei operatii de prelucrare astfel :
Tpi
NT = ——— + (tb + ta) + (tdt + td0) + (tt0 + t0n) [min] (3.39)3
n
in care : n – numarul de piese din lot
Tpi – timpul de pregatire inchiere
tb – timpul de baza
ta – timp ajutator
tdt – timp de deservire tehnica
tdo – timp de deservire organizatorica
tto – timp de intreruperi tehnice si organizare
ton – timp de odihna si necesitati fiziologice
Neincluzand in suma timpul de pregatire – inchiere se obtine timpul unitar :
Tu = tb + ta + tdt + td0 + tt0 + t0n [min] (3.40)3
Timpii operatori se stabilesc pentru fiecare faza de prelucrare in parte, iar prin insumarea lor se obtine timpul operativ corespunzator operatiei de normat.
Pentru cazurile cand timpul de baza si cel ajutator pot fi stabiliti separat, timpul corespunzator operativ se calculeaza prin insumarea lor : Top = tb + ta [min] (3.41)3
Timpul de pregatire-incheiere (Tpi) se exprima in procente din timpul operativ sau in unitati de timp si se obtine atribuind fiecarei luctari timpi corespunzatori rezultati din tabelele cu normative de timp.
Timpul de baza pentru o faza se poate calcula cu relatia
L L π · d · L
tb = —— · i = —— ·i = ————— · i [min] (3.42)3
Sm n · s 1000 · v · s
In care: Sm – viteza de avans (avansul pe minut), in mm/min;
L – drumul parcurs de scula in sensul avansului in mm
i– numarul de treceri
n – turatia, in rot/min
s – avansul, in mm/rot
V – viteza de aschiere, in m/min
d – diametrul activ al elementului care realizeaza miscarea de rotatie in mm
Timpul ajutator (ta) se poate stabilii prin formule de calcul in cazul cand intregul timp util de mers in gol al utilajului necesita supraveghere. Pentru restul situatiilor, ea se obtine prin insumarea timpilor corespunzatori activitatilor ajutatoare, timpi extrasi din normativele de timpi ajutatori, care in functie de tipul de productie se stabilesc in conformitate cu tabelele 1.1-2-6 ; 8.1-2-169.
3.9.2 STABILIREA NORMEI TEHNICE PENTRU LUCRARI DE STRUNGARIRE
Operatia nr.2 – strunjire un cap 53mm
l+l1 + l2 + l3 53/2 + 4 + 0 + 5
tb = ———— · i = ———————— = 2,01
n · s 630 x 0,028
ta= 3,52min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT2 = 5,53min
Operatia nr.3 – strunjire 40,5mm pe lungimea de 250,8mm degrosare
250,8 + 2,95 + 0 +5
tb = ———————— · 2= 3,40min
800 · 0,19
ta= 2,05min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT3.1.1 = 5,45min
Operatia nr.3 – strunjire 40,5mm pe lungimea de 250,8mm finisare
250,8 + 0,35 + 0 +5
tb = ———————— = 2,03min
1250 · 0,10
ta= 2,00min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT1.2 = 4,33min
Operatia nr.3 – strunjire 34,5mm pe lungimea de 235mm degrosare
235+ 2,4 + 0 +5
tb = ———————— = 1,94 = 2,34min
1250 · 0,10
ta= 2,00min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT2.1 = 4,34min
Operatia nr.3 – strunjire de finisare 34,5/235mm
235+ 0,35 + 0 +5
tb = ———————— = 1,92’ = 2,32min
1250 · 0,10
ta= 1,23min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT2.2 = 3,55min
Operatia nr.3 – strunjire de degrosare 30,5 x 93,8mm
93,8+ 1,77 + 0 +5
tb = ———————— = 1,30mm
1250 · 0,10
ta= 1,20min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT3.1 = 2,50min
Operatia nr.3 – strunjire de finisare 30,5 x 93,8mm
93,8+ 0,30 + 0 +3
tb = ———————— = 1,30
1250 · 0,10
ta= 1,20min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT3.2 = 2,50min
Operatia nr.3 – strunjire de degrosare 28,4 x 48mm
48+ 0,75 + 0 +5
tb = ———————— = 0,42mim
1250 · 0,10
ta= 1,00min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT4.1 = 1,42min
Operatia nr.3 – strunjire de finisare 28,4 x 48mm
48+ 0,3+ 0 +5
tb = ———————— = 0,34mim
1250 · 0,10
ta= 1,00min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT4.2 = 1,34min
Operatia nr.3 – strunjire de finisare 28,4 x 48mm
48+ 0,3+ 0 +5
tb = ———————— = 0,34mim
1250 · 0,10
ta= 1,00min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT4.2 = 1,34min
Operatia nr.4– strunjire de degrosare 51,7 x 49mm
49+ 0,45+ 3 +5
tb = ———————— = 2,44mim
630 · 0,028
ta= 1,00min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT5.1 = 3,44min
Operatia nr.4– strunjire de finisare 51,7 x 49mm
49+ 0,2 + 3 +5
tb = ———————— = 2,32mim
630 · 0,028
ta= 1,00min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT5.2 = 3,32min
Operatia nr.11– strunjire interioara de degrosare 25,5 x 22mm
22+ 1 + 2 +4
tb = ———————— = 1,04mim
630 · 0,028
ta= 0,50min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT6.1 = 1,54min
Operatia nr.11– strunjire interioara de finisare 25,5 x 22mm
22 + 0,25 + 2 +4
tb = ———————— = 1,00mim
630 · 0,028
ta= 0,50min, din tab.8.2-2-177…8.14-2-166
din (3.39)3 NT = NT6.2 = 1,50min
Norma tehnica de tipm totala (NTTS) pentru operatiile de strunjire este de 39,48 min.
3.9.3 STABILIREA NORMEI TEHNICE PENTRU LUCRARI DE FREZARE
Operatia nr.8 – frezare canal de pana : 8 x 4,2 x 40 se executa pe masina de frezat F, V. 360
l + l1 + l2 40 + 0 + 0
tb = ——————— x i = ————— x 3 = 1,05
Sz · z 19 x 6
ta = 1,35min (8.16-2-188 ÷ 8.28 – 198)
NT din ( 3.39)3 rezulta NT = NT1 = 2,40min
Operatia nr.8 – frezare canal de pana : 8 x 4,2 x 45 se executa pe masina de frezat F, V. 360
45 + 0 + 0
tb = ————— x 3 = 1,20
19 x 6
ta = 1,35min (8.16-2-188 ÷ 8.28 – 198)
NT din ( 3.39)3 rezulta NT = NT2 = 2,55min
Norma tehnica de tipm totala (NTTS) pentru operatiile de frezare este de 5,35 min.
3.9.4 STABILIREA NORMEI TEHNICE LA BURGHIERE SI GAURIRE
Operatia nr.11 – diametrul 8,5 x 54 se executa pe strungul SNA-450.
tb, din (8.43-2-208) = 1,12min
ta , din (8.44-2-209) ÷ (8.50-2-213) = 1,42min
NT, din (3.39)3 => NT = NT1 = 2,54min
Operatia nr.11 – gaurire pe diametrul 23 x 25 se executa pe strungul SNA-450.
tb, din (8.43-2-208) = 1,01min
ta , din (8.44-2-209) ÷ (8.50-2-213) = 1,42min
NT, din (3.39)3 => NT = NT2 = 2,24min
Operatia nr.2 – burgiat centru pe diametrul 2,5 x 12 se executa pe strungul SNA-450, la ambele capete
tb, din (8.43-2-208) = 0,50min
ta , din (8.44-2-209) ÷ (8.50-2-213) = 0,52min
NT, din (3.39)3 => NT = NT3 = 1,42min
Norma tehnica de timp totala (NTTG) pentru operatiile de gaurire este de 6,59min
3.9.5 CALCULUL NORMEI TEHNICE PENTRU LUCRARI DE RECTIFICARE
Timpul de baze se calculeaza tabelele : 8.52-2-215 si 8.51-2-214
Timpul ajutator poate fi stabilit cu suficienta precizie folosind, pentru rectificare cilindrica, normativele de la strunjire tabelele 8.2-2-177 ; 8.3-2-178 ; 8.4-2-179 si 8.10-2-182. L h
Tb = ————— · ——— · k [min] (3.43)3
βt · Bo · np spc
in care: L = l – 0,5bo ; l = lungimea de rectificat; bo = latimea pietrei abrazive
βt = bo/st ; st = avansul transversal = 0,045
np = turatia piesei
spc = t
h = adaosul de prelucrare
k = 1,2…1,4 pentru degrosare, aleg : k = 1,30
k = 1,25…1,7 pentru finisare, aleg : k = 1,30
Operatia nr.17 – rectificare exterior pentru degrosare diametru 30,2 x 46mm (si finisare)
46- 17,5 0,2
tb = ——————— · ——— · 1,20 = 1,53min tb = 1,53 min
0,001 · 35 · 236 0,05
ta = 1.02 (8.2-2-177 ÷ 8.10-2-182)
NT1, din (3.39)3 rezulta : NT1= 2.55 min
Operatia nr.17 – rectificare exterior pentru degrosare diametru 40,2 x 16mm (si finisare)
tb = 1,238 = 1,24 min
ta = 0,48 (8.2-2-177 ÷ 8.10-2-182)
NT2, din (3.39)3 rezulta : NT2= 2.12 min
b) Operatia nr.10 – rectificare exterior pentru degrosare diametru 30,4 x 66mm (si finisare)
tb, din (3.43)3, rezulta tb= 1,53 min
ta = 1,02 (8.2-2-177 ÷ 8.10-2-182)
NT3, din (3.39)3 rezulta : NT3= 2.55 min
Operatia nr.10 – rectificare exterior pentru degrosare – finisare diametru 34,4 x 141mm (si finisare)
tb, din (3.43)3, rezulta tb= 6,11 min
ta = 1,30 (8.2-2-177 ÷ 8.10-2-182)
NT4, din (3.39)3 rezulta : NT4= 7,41 min
Operatia nr.10 – rectificare exterior pentru degrosare diametru 40,4 x 16mm (si finisare)
tb, din (3.43)3, rezulta tb= 1,24 min
ta = 0,48 (8.2-2-177 ÷ 8.10-2-182)
NT5, din (3.39)3 rezulta : NT5= 2,12 min
c) Operatia nr.21 – rectificare exterior pentru degrosare – finisare diametru 30 x 46mm
tb, din (3.43)3, rezulta tb= 1,53min
ta = 1,02 (8.2-2-177 ÷ 8.10-2-182)
NT5, din (3.39)3 rezulta : NT6= 2,55 min
Operatia nr.21 – rectificare exterior pentru degrosare – finisare diametru 34 x 141mm
tb, din (3.43)3, rezulta tb= 6,11min
ta = 1,30 (8.2-2-177 ÷ 8.10-2-182)
NT7, din (3.39)3 rezulta : NT7= 7,41 min
Operatia nr.21 – rectificare exterior pentru degrosare – finisare diametru 40 x 16mm
tb, din (3.43)3, rezulta tb= 1,24min
ta = 0,48(8.2-2-177 ÷ 8.10-2-182)
NT8, din (3.39)3 rezulta : NT8= 2,12 min
d)Operatia nr.18 si 24 – rectificare interioara pentru degrosare – finisare diametru 25,7 x 22mm si 26 x 22 mm
tb, din (3.43)3, rezulta tb= 1,55min
ta = 1,05(8.2-2-177 ÷ 8.10-2-182)
NT9, din (3.39)3 rezulta : NT9= 3,00 min
Norma tehnica de timp totala (NTTR) pentru operatiile de rectificare exterior interior este 32,23min
3.9.6 CALCULUL NORMEI TEHNICE PENTRU LUCRARI DE DANTURARE
Timpul de baza se calculeaza folosind una din relatiile prezentate in tab.8.59-2-221.
Timpul ajutator se stabileste folosind tabelul 8.60-2-222 pentru sectiunile de prindere si desprindere a piesei, iar pentru timpii legati de comanda masinii-unelte tab.8.61-2-223.
tb = 45,45min
ta =27,5min
NTD =73,10min
Alte norme tehnice de timp :
– operatia nr.1 – debitare ……………………………….NT1 = 11,25min
– operatia nr.6 – raionare ……………………………….NT6 = 32,13min
– operatia nr.7 – trasare ………………………………. NT7 = 6,20min
– operatia nr.9 – ajustare ……………………………….NT9 = 8,05min
– operatia nr.11 – faza VII – filetare …………………….NT11 = 10,01
– operatia nr.12, 13 si 14 tratament termoch. – ……….NT12, 13, 14 = 30,30min
– indreptare NT15 = 11,15min
– operatia nr. 16 – curatat, periat ……………………….NT16 = 6,11
– operatia nr.19 si 23 – montare – demontare dispozitiv – …NT19, 23 = 3,00min
– operatia nr.25 – conservare ……………………………….NT25 = 2,25min
Norma tehnica de timp totala = 277,10min ………………………NTtotal =277,10min
3.10 CALCULUL COSTULUI DE PRELUCRARE
Unul din indicatorii importanti de apreciere a eficientei economice este costul de prelucrare.
Costul prelucrarii se poate calcula cu o precizie suficienta pentru a aprecia eficienta economica a unei variante de proces tehnologic, in etape de proiectare cu relatia :
C = Cs + Ca + Ci + Ce + Csd [lei/buc] (3.44)3
In care : Cs – retributia muncitorului, in lei/buc
Ca – cheltuieli cu amortizarea utilajului, in lei/buc
Ci – cheltuieli cu intretinerea utilajului, in lei/buc
Cr – cheltuieli cu reparatia utilajului, in lei/buc
Ce – cheltuieli cu energia electrica a utilajului, in lei/buc
Csd – cheltuieli cu scule si dispozitive, in lei/buc
In continuare, fiecare lement component al costului prelucrarii il voi calcula astfel :
Cs = Tn x Rt [lei/buc] (3.45)3
In care : Tn – norma tehnica de timp = 277,1
Rt – retributia tarifara
Vu x A x Tn
Ca = ——————— [lei/buc] (3.46)3
41 x 400 ns
in care: Vu – valoarea utilajului in lei/buc
A – cota medie anuala de amortizare, din tabelul 9.2 – 2 –226, in %
ns – numarul de piese prelucrate simultan
Tn
Ct = (3 + 0,065k3 x G) —— [lei/buc] (3.47)3
ns
in care k – coeficient de complexitate constructiva a utilajuli conform tab.9.3-2-226
G – masa utilajului, in kg.
Tn
Cr = 0,228 x k 3√ G —— [lei/buc] (3.48)3
ns
in care : notatiile au semnificatia ca in relatiile precedente
Tn
Ce = (0,7 + 0,33&) —— [lei/buc] (3.49)3
ns
in care : & – raportuldintre puterea de mers in gol si puterea nominala
p – puterea nominala a motoruli electric, in kw
Pd
Csd = (Ncg x k1 x nkTd + kTd —— ) Tn [lei/buc] (350)3 in care:
0,5Td
Ncg – norma grupata a costului mediu a unui minut de exploatare a sculelor
K1 – coeficient = 1 pentru sculele fabricate in tara
= 5 pentru sculele din import
n – numarul de scule cu care se lucreaza simultan
kTn – coeficient de utilizare a timpului norma = 0,85
kTd – coeficientul cheltuielilor cu repararea si intretinerea dispozitivelor = 1,3
Pd – costul dispozitivelor
Td – durata medie de utlizare a disp si sculelor auxiliare = 14500 ore efectiv lucrate
Din (3.45)3 cu Tn = 277,1 min , calculat la pct 3.9 din proict si cu Rt = 18,83 lei/min, rez Cs = 5217,79 lei/buc
Din (3.48)3, rezulta : Cr = 1288 lei/buc
Din (3.49)3 rezulta : Ce = 1432,12 /ei
Din (3.50)3, in care :
Ncg = 11,50 lei/min
K1 = 1 (nimai scule fabricate in tara)
N = 1 (scule cu care se lucreaza simultan)
KTN = 0,85 (coeficient functie de utilizarea NT)
KTd = 1,3 (cheltuieli intretinere dispozitive)
Pd = md x Vu = 1.200.000 (md = 0,04)
Td = 14500, durata medie de utilizare a sculelor si dispozitivelor.
Rezulta : Csd = 76500,40 lei/buc Csd = 76500,40 lei/buc
C = 5217,79 + 21632,60 + 1288,00 + 1432,12 + 76500,40 = 128891,36 lei/buc.
Retributia tarifara (Rt), valoarea utilajului (Vu) si in general toate celelalte elemente cuprinse in relatia (3.44)3, le-am actualizat la cotele practicate in octombrie 1996.
3.11 PROTECTIA MUNCII LA PRELUCRAREA PRIN ASCHIERE.
3.11.1 LEGISLATIA PRIVIND PROTECTIA MUNCII
Principalele acte normative care alcatuiesc legislatia protectiei muncii sunt:
Legea nr.5/1965 cu privire la protectia muncii, modif aduse D nr.48/1969, stabileste cadrul legal de rezolvarea a tuturor problemelor de protectie a muncii in Romania;
Decretul nr. 783/1969 privind organizarea si functinarea Ministerukui Muncii;
Decretul nr. 974/1965 privin infiintarea, organizarea si functionarea Inspectoratului Sanitar de Stat;
Hotararea Consiliului de Ministrii nr. 2896/1966 privind decalararea, cercetarea si evidenta accidentelor de munca si a bolilor profesionale.
In tara noastra protectia muncii este o problema de stat. Protectia muncii face parte integranta din procesul de productie. Nerespectarea si incalcarea normelor si masurilor de protectia muncii sunt abateri grave si se impart in trei categorii: abateri disciplinare, contraventii si infractiuni.
Abaterile disciplinare au o periculozitate redusa si se sanctioneaza de conducatorul unitatii conform regulamentului de ordine interioara ; se raspunde material pentru daunele aduse unitatii, in conformitate cu Codul Muncii.
Contraventiile se constata de catre insepectorii pentru protectia muncii din Ministerul Muncii si se sanctioneaza, functie de gravitate, cu amenzi.
Nfractiunile sunt abateri foarte grave , cu pericol social ridicat, fiind savarsite cu vinovatie. Acesea se sanctineaza, dupa caz, cu amenzi penale sau pedepse privative de libertate.
3.11.2 TEHNICA SECURITATII MUNCII PRIVIND PROIECTAREA, FABRICAREA SI EXPLUATAREA UTILAJELOR, MASINILOR SI INSTALATIILOR.
Organizatiile de cercetare si proiectare sunt obligate ca la noile produse, procese tehnologice, masini, agregate, instalatii etc, sa prevada topate masurile de protectie a muncii, astfel ca la experimentarea si expluatarea acestora sa nu existe nici un pericol de accidentare sau imbolnavire profesionala.
In acest scop, toate priectele vor fi insotite de :
instructiuni de protectia muncii pentru noile produse, procese tehnologice, masini, agregate, etc.
lista parametrilor pentru echipamentul de productie, protectie si de lucru cu care urmeaza a fi dotat personalul de deservire.
Punerea in functiune a utilajului, instalatiilor, tehnologiilor nu este permisa daca nu sa efectuat receptia. Comisia de receptie e obligata sa controleze cum sunt reaizate masurile de protectia muncii. Nu se admite pornirea instalatiilor sub rezerva completarii ulterioare a msurilor de protectia muncii.
3.11.3 ELECTROSECURITATEA
Electrocutarea este unul dintre cele mai grave accidente electrice ce apar atunci cand omul atinge simultan doua puncte care au intre ele o diferenta de potential mai mare de 40V. Daca accidentatul nu sa eliberat repede, rezistenta electrica a corpului uman scade, fapt ce atrage cresterea curentului. La depasirea intensitatii de 0,09A in curent continuu si 0,05A in curent alternativ, survine moartea accidentatului.
Asigurarea contra electrocutarii se realizeaza prin :
inaccesibilitatea elementelor care fac parte din circuitele electrice ;
utilizarea tensiunii reduse 12, 24, 36V pentru scule si echipamente portabile
folosirea mijloacelor de protectie si avertizare ;
elementele de deconectare automata in cazul scurgerii de curent
izolarea suplimentara de protectie
protectia prin legare la pamant sau la nul
echpament corespunzator in cazul persoanelor autorizate pentru instalatii electrice.
3.11.4 TEHNICA SECURITATII MUNCII LA PRELUCRAREA PRIN ASCHIERE
Principalele pericole la prelucrarea prin aschiere: aschiile detasate, bucatile de scula aschietoare expulzate din zona de aschiere, organele de transmisiesi mecanismelor de actionare ale masinilor-unelte, dispozitivelor de fixare si antrenare a pieselor si curentului electric.
Prevenirea accidentelor se face prin utilizarea ecranelor de protectie, aparatorilor, ochelarilor
La rectificare, prevenirea accidentelor datorate spargerii discului abraziv se realizeaza prin :
preotejarea discului cu carcase adecvate
verificarea acustica a integritatii discului inainte de montare
pastrarea corespunzatoare a discului abraziv (se fereste de umezeala, lovituri, inghet)
montarea discurilor numai de catre personalul autorizat
scule abrazive utilizate pentru rectificari cu suprafata laterala trebuie sa aibe o grosime egala cu cel putin 1/10 din diametrul exterior
se interzice utilizarea discurilor care nu pot fi identificate din punct de vedere al compozitiei si vitezei periferice maxime pe care o pot admite
La masinile-unelte la care reperele sunt fixate in dispozitive actionate pneumatic, hidraulic, electromagnetic pentru cazul intreruperii accidentale
La masinile – unelte se interzice utilizarea jeturilo de aer comprimat sub presiune pentru curatire.
Se interzice utilizarea improvizatiilor la fixarea sculelor, dispozitivelor, semifabricatelor si in sistemele de comanda si actionare a masinii-unelte.
INTOMIREA DOCUMENTATIEI TEHNOLOGICE
Documentatia tehnologica este prezentata intr-o forma concisa privind elaborarea tehnologiei de prelucrare. Tinand cont de tipul productiei, intocmirea acestei documentatii tehnologice am facut-o sub forma de fisa tehnologica pe plane de operatii, in cazul productiei de serie mijlocire.
Fisa tehnologica asa cu rezulta din rubricile ce le contine, realizeaza in cazul productiei de serie mica si unicat o orientare privind itinerarul tehnologic ce trebuie respectat.
Informatiile fiind sumare, muncitorilor si maistrilor cu calificare superioara le revine sarcina sa adopte decizii privind succesiunea fazelor in cadrul fiecarei operatii, precum si parametrii de regim ce vor fi doptati.
Planul de operatie va contine toate datele necesare executarii operatiei. Intocmirea sa trebuie sa se faca intr-o forma clara, accesibila, fara ambiguitati fara a pune exeutantul in situatia de a se consulta cu alte cadre tehnice in vederea adoptarii unei decizii care sa compenseze lacunele planului de operatii.
Desi denumirea rubricilor c trebuiec completate este lamuritoare, se impune urmatoarele precizari :
sculele, dispozitivele, aparatele de masura si control, odata definite pe un plan de operatie pot fi codificate, urmarind ori de cate ori sunt reutilizate la o alta faza in cadrul planului de operatii sa indice codul acestora ;
schita operatiei trebuie sa ofere informatii privind suprafetele utilizate la instalarea semifabricatelor (simbolizare conform tab. 10.2-2-231); pentru fiecare prindere se va alcatui o schita, schitarea suprafetelorce se vor prelucra se va face cu o linie ingrosata, prescriind cotele, tolerantele, calitatea suprafetei si toate celelalte conditii tehnice ce trebuie sa rezulte in urma prelucrrii in cazul unui numar mare de prinderi, reprezentarea acestora se poate face pe file separate ce se vor anexa planului de operatie ;
continutul planului de operatie se poate extinde pe una sau mai multe file dupa cum continutul unei faze poate fi descris pe mai multe randuri de text.
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Masini de Frezat. Tehnologie de Executie Si Proiectare Punte Motorizata (ID: 161506)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.