STUDIUL ȘI PROIECTAREA TEHNOLOGIEI OPTIME DE PRELUCRARE A REPERULUI DE TIP CARCASA [305781]
UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRAȘOV
Facultatea de Inginerie Tehnologică și Management Industrial
Departamentul de Ingineria Fabricației
PROIECT DE DIPLOMĂ
Student: [anonimizat]: Tehnologia Constructiilor de Masini
nr………
Conducător științific: Sef lucr.dr.ing. Lucia-Antoneta CHICOȘ
Prof.dr.ing. Dorin ROȘCA
STUDIUL ȘI PROIECTAREA TEHNOLOGIEI OPTIME DE PRELUCRARE A REPERULUI DE TIP CARCASA
Student: [anonimizat]: Tehnologia Constructiilor de Masini
grupa :2LF141
Conducător științific: Sef lucr.dr.ing. Lucia-Antoneta CHICOȘ
Prof.dr.ing. Dorin ROȘCA
1. STUDIUL TEHNOLOGIILOR DE PRELUCRARE PRIN FINISARE A SUPRAFETELOR CILINDRICE INTERIOARE
A.Procedee de prelucrare.
Aleazarea este o operație finală care se aplică alezajelor în vederea obținerii unei precizii mărite a prelucrării și a unei suprafețe cu o calitate superioară.
[anonimizat], [anonimizat], [anonimizat]-se diferite scule de lucru ca : burghie, [anonimizat], adâncitoare, broșe, pietre abrazive etc.În funcție de precizia finală a găurii, se poate alege cel mai convenabil proces tehnologic din puncT de vedere al rentabilității. Aceasta alegere a [anonimizat], [anonimizat], planul de fabricație. [PIC 74]
Găurile din clasa a VII-a de precizie se pot obține prin găurire cu burghiul sau prin strunjire interioară de degroșare.
Găurile din clasa a IV-a de precizie se pot obține folosind unul din urmatoarele procedee tehnologice :
[anonimizat] 18 mm;
[anonimizat];
Alezarea este procedeul tehnologic de prelucrare prin așchiere a găurii, în vederea obținerii unei precizii dimensionale ridicate și a [anonimizat]-se scule numite alezoare (STAS 588-67, 589-67, 590-64, 1266-64, 5713-67, 4227-53, 1265-67). Alezoarele, [anonimizat], ceea ce impune prevederea unor adaosuri reduse la piesele supuse alezării. Grosimea mică a [anonimizat]-se astfel o precizie de prelucrare ridicată. Alezarea se poate face pe mașini de găurit și pe strunguri. Alezoarele pot fi imparțite în mai multe grupe:
-[anonimizat];
[anonimizat];
Dupa construcție dintr-o [anonimizat]; [anonimizat]. [PIC 74]
Prin alezare se obțin găuri de o precizie corespunzătoare claselor 2..4. Pentru obținerea unei găuri din clasa de precizie 4 este necesar ca alezarea să fie precedată de adâncire cu adâncitorul sau o alezare cu cuțitul. Pentru obținerea unei găuri din clasa 2, este necesară o [anonimizat] 1 de precizie trebuie să se prevadă după alezarea fină cu alezorul de mașina si o alezare cu alezorul de mână. Alezorul de mînă are un numar mai mare de dinți, o [anonimizat] o autoreglare dupa gaura de prelucrat. [PIC 74]
Erorile la alezarea găurilor pot fi cauzate de inexactitatea de execuție a mașinii, de deeformațiile sistemului tehnologic, de abaterile dimensionale și uzura alezoarelor etc. În funcție de schema de alezare, rigiditatea sistemului tehnologic se manifestă în mod diferit. În cazul când semifabricatul este prins pe masa mașinii, care execută avansul de lucru, iar bara port-cuțit în consolă, eroarea de prelucrare se poate determina pe baza următoarelor considerații: rigiditatea sistemului semifabricat-masă (Jsf) și bara de alezare-ax principal (Jfc), nu variază în lungul axei găurii. Riiditățile în direcțiile transversal sunt neuniforme, ceea ce provoacă denaturarea secțiunilor transversal ale găurii. [PIC 74]
Abaterile dimensionale ale alezoarelor și deformațiilor lor elastic influențeaza de asemenea precizia găurilor prelucrate. Amplasarea toleranței pentru diametrul alezorului trbuie să fie în interiorul câmpului de toleranță al găurii. [PIC 74]
Gradul de deformare a găurii depinde de calitatea lichidelor de răcire- ungere. Folosirea lichidului de răcire-ungere micșorează deformarea găurii prelucrate pe uscat de 2..4 ori. Uzura alezorului marește deformarea găurii. [PIC 74]
Variația vitezei de așchiere produce o schimbare de sens a deformației găurii. Alezarea cu viteze mici, v ˂ 3m/min, produce o deformare negativă a găurilor. Cu sporirea vitezei, deformarea negativă trece în deformare pozitivă. Deformarea negativă se obține și la micșorarea unghiului de atac de la 20ᴼ la 5ᴼ. Deformarea negativă este cauzată de proprietatile elastic ale materialului prelucrat, iar deformarea pozitivă este influențată de formarea adaosului de tăis pe fațeta alezorului. [PIC 74].
La alegerea sculei se va obține se va ține seama că, după alezare, se produce o lărgire a alezajurlui cu 0,005-0,05 mm, în funcție de diametrul alezorului, ceea ce influențeazza asupra preciziei de prelucrare. Lărgirea alezajului se datorează necoaxialității axei alezorului cu axa alezajului, bătăii radiale a alezorului în timpul lucrului, uzurii neuniforme a dinților alezorului, aderării materialului și adaosului de prelucrare neuniform. Pentru evitarea ei se rocomandă să se folosească alezoare bine ascuțite, cu antrenare elastică și lichide de răcire so de ungere în timpul prelucrării. [GHI. 76]
Fig. 1.1 Schiță alezor cu dinți reglabili [GHI. 76]
Fig.1.2 Alezor cu dispoziv de antrenare elastică [GHI. 76]
Adaosul de prelucrare se alege în funcție de material și diametrul alezajului. [GHI. 76], [Fig.1.3]
Fig1.3 Valori adaos de prelucrare la alezare [GHI. 76]
La alezare, regimul de aschiere se alege în funcție de materialul care e prelucrează, mărimea alezajului, materialul din care este executată, scula si forma acesteia. În general se lucrează cu viteze de aschiere mici și avansuri de lucru mari. [GHI. 76]
În figura 1.4 se oferă valori pentru avansuri de lucru în cazul folosirii sculelor din oțel rapid.
Fig.1.4 Avansul de lucru la alezare, pentru alezor din oțel rapid [GHI. 76]
B.Prelucrarea alezajelor prin broșare.
Acest procedeu simplu de prelucrare asigură o productivitate mai mare decât celelalte procedee, o calitate superioară a suprafeței și o precizie dimensională ridicată.
Rigiditatea mare a istemului și precizia dimensională a sculei asigură o precizie de prelucrare în preciziile 7-8 și o rugozitate a suprafeței Ra= 0,2…3,2 .
În funcție de felul prelucrării, broșarea poate fi:
De degroșare, care se aplică la alezaje ce nu necesită o precizie ridicată;
De finisare, care se aplică la alezaje ce necesită o pecizie ridicată a formei și dimensiunii;
De calibrare, care se aplică la alezaje cu precizie ridicată și calitate superioară a suprafeței. [GHI. 76]
Întotdeauna broșarea se execută dupa adâncirea, alezarea sau strunjirea alezajului.
Fiind operație finală, adaosul de prelucrare are o grosime mică și egală pe toată suprafața care se broșează. [GHI. 76]
Adaosul de prelucrare se determină cu relația
t=D – Dmin+0.7 T [mm],
în care:
D este diametrul nominal al alezajului broșat, în mm;
Dmin – diametrul minim al alezajului înainte de broșare, în mm;
T- Toleranța diametrului găurii broșate.
În funcție de diametrul broșei, adâncimea l si dimetrul nomial al alezajului D, adaosul de prelucrare se alege din Fig.1.5
Fig.1.5 Valori adaos prelucrare la broșare [GHI. 76]
Masina de broșat se alege tinându-se seama de dimensiunile piesei și ale alezajului și în primul rând de forța de așchiere necesară executării broșării. [GHI. 76]
La prelucrarea alezajelor se folosesc broșe de interior. Broșa se execute pentru un diametru al alezajului tinându-se seama de lungimea acestuia, calitatea materialului ce se prelucrează, precizia prelucrării si rugozitatea suprafeței. Este recomandabil ca operația de broșare să se execute cu o singură broșă. Procesul tehnologic trebuie astfel alea încât să nu fie nevoie de garniture de broșe. [GHI. 76]
Pentru broșarea diametrelor mai mari de 60 mm este rational sa se folosească broșele asamblate la care corpul broșei este dintr-o bucată, iar dinții așchietori și cei de calibrare sunt profilați pe bucșe care se moenteză pe corp în ordinea crescătoare a diametrelor. [GHI. 76]
Fig.1.6 Broșă asamblată [GHI. 76]
Corpul 1 al acestor broșe se execută din oțel carbon pentru scule, iar broșa 2 din oțel rapid. Piulița 3 este însurubată pe corpul bucșei. [GHI. 76]
Prelucrarea alezajelor prin broșare este avantajoasă numai la producția în serie mare și masă, deoarece brosele sunt foarte scumpe. [GHI. 76]
Prin alegerea corectă a regimului de așchiere, ascuțirea corectă a broșei, folosirea lichidelor de răcire și de ungere se marește durata de funcționare a broșelor între două ascuțiri și numarul pieselor ce se prelucrează. Regimul de așchiere la broșare este determinat de avansul pe dinte și viteza de așchiere. [GHI. 76]
Avansul pe dinte depinde de construcția broșei, calitatea materialului de prelucrat, fellul prelucrării, calitatea suprafeței și precizia prelucrării. Pentru finisare și calibrare se alege un avans mai mic, prin care se obțin suprafețe cu rugozitate mică și alezaje cu o precizie de pelucrare ridicată. [GHI. 76]
În fig 1.7 se regasesc valorile avansului pe dinte în mm/dinte, la broșarea alezajelor.
Fig1.7 Valori avans pe dinte la broșare [GHI. 76]
Viteza de așchiere influențează asupra durabilitații sculei și asupra calitații suprafeței. La alegerea vitezei de așchiere se ține seama de materialul ce se prelucrează, construcția broșei, avansul pe dinte, felul prelucrării și lichidul de răcire și ungere. [GHI. 76]
În cazul prelucrării alezajelor se pot folosi viteze de 1-12 m/min. Pentru lucrăile de precizie și de calitate superioară se aleg valori mai mici.
În figura 1.8 se regăsesc valorukee vitezei de așchiere la broșarea alezajelor, în mm/min.
Fig.1.8 Valori viteză de așchiere la broșare [GHI. 76]
În cazul broșării alezajelor, datorită alegerii regimului de aschiere necorespunzător, fixării greșite a piesei și uzării broșei, pot apărea abateri de la forma și de la poziție. [GHI. 76]
Abaterile de la formă se referă la ovalitatea sau conicitatea, iar abaterile de la precizia dimensiunii, datorită uzurii broșei sau a regimului de așchire necoresunzător, se referă la diaetrul alezajului, care poate fi mai mic sau mai mare. [GHI. 76]
Abaterile de la poziție (abatere axei aleajului ) apar datorită neperpendicularității axei alezajului pe suprafața frontală a piesei ( bază de așezare). Pentru inlăturarea lor se folosesc dispozitive pentru autocentrarea piesei. Piesele cu pereți subțiri, datorită presiunii specifice mari care ia naștere, se deformează. În scopul înlaturării acestui dezavantaj se folosesc dispozitivele de fixare. [GHI. 76], [Fig.1.9]
Fig.1.9 Dispozitiv cu autocentrare pentru fixarea piesei la broșare [GHI. 76]
C. Prelucrarea alezajelor prin rectificare.
Procedeul de prelucrare a alezajelor prin rectificare se aplică atunci când se cer condiții de precizie a prelucrării și o rugozitate a suprafeței, care nu pot fi obținute prin procedeele descrise anterior și atunci când materialul din care este executată piesa are o duritate mare. [GHI. 76]
Piesele tratate termic se prelucrează cel mai bine prelucrării prin rectificare. În general, din cauza timpului de mașină mare și reglării greoaie, costul prelucrării prin rectificare este mai mare și din acest motiv nu se aplică la prelucrarea pieselor unicate sau când se impun condiții de precizie ridicată. [GHI. 76]
În cazul prelucrării alezajelor prin rectificare se pot folosi doua metode și anume :
piesa execută mișcarea de rotație, iar scula mișcările de rotație și avans
piesa este fixă, iar discul abraziv execută mișcările de rotație și avans
La alegerea metodei de prelucrare trebuie să se țină seama de formă și dimensiunile piesei.Prima metoda se aplică la piesele cu o formă regulate și dimensiuni mici, care se pot fixa ușor în universal mașinii de rectificat. La aplicarea procesului de așchiere, rotația piesei și a discului, mișcarile de avans transversal și de avans longitudinal. [GHI. 76]
Procesul de așchiere se realizează prin rotirea discului abraziv în sens invers sensului de rotație al piesei. 1.10
Fig.1.10 Procedeu de rectificare interioară [GHI. 76]
Rectificarea alezajelor poate fi de degroșare și finisare. La degroșare se lucrează cu discuri abrasive care au un grad de duritate P-Z (liant ceramic) și cu structura 7-12, iar la finisare cu discuri abrasive care au un grad de duritate E-O și cu structura 1-6. Din adaosul de prelucrare, la degrosare se înlatură 60-70% iar la finisare 30%. [GHI. 76]
Alegerea discului abraziv este condiționată de diametrul alezajului și se ia 0.7-0.9 din diametrul alezajului. [GHI. 76]
Viteza de așchiere se alege în funcție de duritatea discului abraziv. La discuri cu duritate mare se aleg viteze ale căror valori nu depășesc 15-20 m /min, iar la finisare 25-30m/min. [GHI. 76]
Avanul longitudinal depinde de materialul care se prelucrează și de dimensiunile alezajului. [Fig.1.11].
Fig.1.11 Valori avans longitudinal la rectificarea alezajelor [GHI. 76]
În Fig.1.12 sunt prezentate valorile avansului transversal, în funcție de diametrul alezajului și calitatea materialului care se prelucrează.
Fig. 1.12 Valorile avansului transversal la rectificarea interioară [GHI. 76]
La rectificarea alezajelor fară fund, cursa longitudinală trebuie reglată astfel ca discul abraziv să depăsească marginea alezajului cu aproximativ jumătate din lățimea lui. [GHI. 76]
Viteza de rotație trebuie să aibă valori de la 40-150 m/min pentru avansuri mici și alezare cu diameter între 20 și 300 mm. [GHI. 76]
La rectificarea prin metoda cu piesa fixă, discul abraziv execute toate mișcările procesului de așchiere, inclusive o mișcare planetară în interiorul alezajului. [Fig.1.13]
Fig.1.13 Procedee de rectificare interioară [GHI. 76]
Prin acest procedeu se prelucrează piese cu greutatea mai mare, dimensiuni mari și formă complicate (blocuri de cilindru, carcase, lărgire…). [GHI. 76]
Măarimea productivității la rectifarea alezajelor se poate realiza prin creșterea vitezelor de așchiere și de rotație ale pieselor și prin reducerea timpului auxiliar de prindere și fixare. Pentru fixarea pieselor se folosec dispozitive de strângere rapidă cu acționare hidraulică sau pneumatică. [GHI. 76]
Precizia prelucrării alezajelor prin rectificare corespunde preciziilor 6-7, iar rugozitatea suprafețelor Ra= 0,2….3,2. [GHI. 76]
2. ELABORAREA PROCESULUI TEHNOLOGIC OPTIM DE PRELUCRARE A REPERULUI CARCASĂ
2.1 STUDIUL CONDIȚIILOR TEHNICE
A. Analiza desenului de executie
Desenul de executie al reperului Carcasa ce urmează a fi prelucrat este prezentat in Fig.2.1 și îndetaliat in anexa 1.
Fig.2.1 Desenul de executie al reperului Carcasă
B. Cotarea tehnologică:
Desenul cuprinde toate datele necesare executării acestui reper. Aceste date privesc construcția reperului, forma, dimensiunile, toleranțele, gradul de finisare, materialul și alți parametrii necesari execuției sau verificării produsului.
Numărul de cote este minim si totodată suficient pentru executia și verificarea produsului;
S-a evitat plasarea cotelor in așa fel incat sa formeze un lanț de dimensiuni inchis;
Toleranțe la cote libere mS STAS 2300-88;
Suprafețele ce alcătuiesc reperul sunt tehnologice, ele putând fi executate pe masini unelte universale.
Analiza dimensiunii piesei:
Din examinare desenului de executie al piesei rezulta ca forma constructivă asigură prelucrarea in condiții favorabile .Forma este optimă și asigură o prelucrare cu volum mediu de muncă și respectarea conditiilor de precizie dimensionale și starea suprafeței;
Forma constructive a piesei asigura acesteia o rigiditate corespunzătoare ;
Suprafetele piesei care urmeaza a fi prelucrate prin așchiere sunt accesibile si pot fi prelucrate cu scule obisnuite.
Precizie de montaj:
Diametru alezaj x6: Ø 18 +0.330 ;
Diametru interior: Ø 180 +0.025;
Rugozitate generala este Ra= 6.3µm ;
Rugozitate alezaje, suprafete plane: Ra=3.2 µm;
Precizie geometrica:
Paralelism. Intre suprafetele frontale si plane ;
Concentricitate. Alezaj Ø 125 si alezajul de Ø 180 ;
Muchiile ascutite se vor teși la: 0.5 x 45o;
Precizia dimensională:
Lungimea maximă Lmax = 240 mm;
Latimea maxină lmax = 215 mm;
Înaltimea maximă hmax =60 mm;
C.Materialul folosit pentru executarea piesei este 25CrMo4, având urmatoarele caracteristici:
Tabel nr. 2.1 Caracteristi ale oțelulului 25CrMo4 [ www 3 ]
Tabel nr. 2.2 Compoziția chimică a oțelului 25CrMo4 [ www 3 ]
Categoria materialului: Oțel pentru călire si revenire conform DIN EN 10083.
Aplicații ale materialului: Oțel tratabil aliat cu o rezistență la tracțiune de 700-950 N / mm² și o bună sudabilitate. Este folosit pentru componente auto și aeronave cu tenacitate mare in axe, osii, piese de turbine, rotoare de turbine [ www 3 ] .
Formare la cald si tratament termic:
Forjare sau laminare la cald: 1100-850 ˚C ;
Normalizare: 860 ˚C;
Recoacere: 680-720 ˚C;
Rigidizarea: 840-880 ˚C;
Călirea: 540-680 ˚C.
Propietati meccanice:
Rezistenta maxima la rupere: 255 HB.
D. Constrângeri de prelucrare identificate pe desenul de executie
Constrângeri geometrice si dimensionale, impuse de respectarea tolerantelor de formă și de poziție prevăzute in desenul de execuție ( Fig. 2.3) :
Perpendicularitate. Pentru respctarea perpendicularității se va lua în considerare urmatoarea ordine a prelucrării: Se prelucrează suprafața B urmată de prelucrarea suprafeței perpendiculare C.
Fig 2.2 Ruptură din desenul de executie al reperului carcasă
Paralelismul.
Paralelismul a două plane reale, este diferenta dintre distanțele maxime și minime ale planelor adiacente la suprafețele plane reale, în limitele suprafeței de referință. Se execută prima data suprafata B urmată de prelucrarea suprafețelor perpendiculare acesteia. Aceasta poate fi observata in Fig.2.3.2
Fig.2.3 Ruptură din desenul de execuție al reperului Carcasă
E. Constrângeri tehnologice.
Devierea burghiului. Pentru a evita devierea burghiului la atacarea orificiului inferior ordinea de prelucrare este: Găurirea completă in plin urmată de burghierea alezajului Ø 181. Se prelucrează întâi alezajul cel mai precis, cel mai lung sau cel de diametru mai mic. Se ghidează scula pentru prelucrarea celui de-al doilea alezaj [NED 17] .
Fig.2.4 .Ruptură din desenul de execuție al reperului Carcasă
2.2 IDENTIFICAREA SUPRAFEȚELOR REZULTATE IN URMA PRELUCRĂRII
In Fig 2.5 este prezentată schița cu suprafețele reperului carcasă rezultate în urma prelucrarilor care au fost executate pe aceasta.
Fig. 2.5 Schița cu suprafetele rezultate în urma prelucrării
În tabelul 2.3 sunt prezentate prelucrările alocate pentru fiecare suprafa în parte in functie de treapta de precizie si rugozitatea impuse pe desenul de execuție din fig. 2.1.
Tabel 2.3 Tabel cu tipurile de prelucrări ce sunt alocate suprafeteleor
2.3 STABILIREA VARIANTELOR DE PRELUCRARE A REPERULUI CARCASĂ
A. Graful tehnologic.
In figura 2.6 se prezintă graful tehnolgic aferent fazelor de prelucrare ce urmează a fi executate pentru realizarea reperului Carcasă.
Fig 2.6 Graful tehnologic pentru reperul Carcasă
În tabelul 2.4 se prezintă Semenificația codurilor pentru diferitele faza prin care trece reperul Carcasa
Tabel 2.4 Semnificația codurilor.
Conform grafului tehnologic se pot stabili mai multe variane de proces tehnologic , printre care se regasesc si urătoarele trei variante de proces tehnologic :
V1 = X1 + X2 + X4 + X6 + X7 + X8+ X10 + X12 +X13 + X14 + X15;
V2 = X1 + X3 + X5 + X6 + X7 + X9+ X11 + X12 +X13 + X14 + X16;
V3 = X1 + X2 + X4 + X6 + X7 + X8 + X11 + X12 + X13 + X14 + X15.
Pentru satbilirea variantelor de proces tehnologic optim se folsește programarea vectorială bivalentă . Mai jos se prezintă exemplul pentru satabilirea prelucrării optime pentru găurire.
Stabilirea variantei optime pentru faza de găurire :
0.07*x2 +0.027×3 0.07
6.3*x2 + 12.5×3 6.3
Variante pentru un procedeu :
X2 +x3 = 1
X2= 1-X3
0.07*x2 +0.027×3 0.07
6.3*x2 + 12.5*x3 6.3
0.07*x2+0.027*x3 0.07
6.3*x2+12.5*x36.3
0.07*(1-x3) + 0.027*x3 0.07
6.3*(1-x3) + 12.5*x36.3
0.07-0.07*x3 + 0.027 x3 0.07
6.3-6.3*x3 + 12.5*x36.3
0.07-0.043*x3 0.07
6.3 + 6.2 x3 6.3
x3 = 0, atunci :
x2=1-x3 x2 = 1
Din calculele de mai sus rezultă ca procedeul de burghiere este cel optim , iar varianta optimă de proces tehnologic este:
V3 = X1 + X2 + X4 + X6 + X7 + X8 + X11 + X12 + X13 + X14 + X15
2.4 FLUXUL TEHNOLOGIC AL REPERULUI CARCASĂ
In tabelul 2.5 este prezentată succesiunea fazelor pe operații aferente procesului tehnologic optim în vederea realizării reperului Carcasă.
Alegerea succesiunii operațiilor:
Pentru realizarea prisei se vor utiliza urmatoarele operații:
Frezare
Burghiere
Filetare
Tratament termic
Rectificare
Constrângerile tehnologice impun urmatoarea cronologie a operațiilor:
frezarea urmată de burghiere, tratament termic , filetare și rectificare
burghierea urmată de filetare, tratament termic și rectificare.
filetarea urmată de tratament termic și rectificare.
tratamentul termic este urmat de rectificare.
rectificarea nu poate fi urmată de alte operații.
Ordinea operațiilor se poate obține prin ordonarea descrescatoare a numarului de constrangeri ale acestora.
Se execută operația de debitare, urmată de operația de frezare, operația de burghiere și de tratamentul termic.
În anexa 2 sunt prezentate filele planului de operati aferente procesului tehnologic a reperului Carcasă
2.5 CALCULUL ADAOSURILOR DE PRELUCRARE.
Formula generală de calcul utilizată pentru determinarea adaosului minim de prelucrare [PIC 92, ]:
Apimin = Rzi-1 + Si-1 + ϕi-1 + Ɛi, (2.1)
unde :
φi-1 = eroare de centrare formată la faza precedentă;
Si-1 = adancimea stratului superficial format la faza precedentă;
Rzi-1 = înălțimea neregularitaților profilului rezultată la faza precedentă;
Ɛi, = eroarea de instalare a suprafeței de prelucrat la faza curentă.
2.5.1 Calculul adaosurilor de prelucrare la operația 10, Frezare.
Fig. 2.7 Schema îndepărtare adaos de material prin frezare
A. Calculul adaosului de prelucrare pentru suprafața plană S10 la cota L= cu rugozitatea Ra=3.2μm și treapta de precizie IT8.
Pentru a ajunge la dimensiunea dorită trebuie sa executăm urmatoarele faze:
Frezare de degrosare: Ra= 12.5 μm siIT 12 ;
Frezare de semifinisare: Ra= 6.3 μm si IT10;
Frezare de finisare: Ra= 3.2 μm si IT8.
Formule utilizate conform Tabelului 3.3 [PIC 98] :
Apinom= Apimin + Ti-1 ; (2.2)
Apimin = Rzi-1 + Si-1 + φi-1 + Ɛi ; (2.3)
Li-1 max = Li max + Apinom ; (2.4)
Li-1 nom = Li -1 max (rotunjit) ; (2.5)
Li-1 min = Li-1 max – Ti-1 . (2.6)
A.1 Adaos de prelucrare la faza frezare de finisare pentru suprafata S10 la cota L= ( operația precendenta frezare de semifinisare) :
Rzi-1=63 μm (tab. 4.9) ;
Si-1 = 60 μm (tab 4.9) ;
Ɛi = 100 μm (tab. 1.36 ) ;
ϕi-1 = 0 μm .
Adaosul minim la operația de finisare este :
Apimin = Rzi-1 + Si-1 + φi-1 + Ɛi = 63 + 60 + 100= 223 μm = 0.22 mm (2.7)
Adaosul nominal la operația frezare de finisare este adaosul minim la care se adauga toleranta conform tabelului 2.15 [PIC 98 ] Ti-1= 185 μm. Asadar, adaosul nominal pentru frezare de finisare este:
Apinom= Apimin + Ti-1 = 223 + 185 = 408 μm = 0.4 mm (2.8)
Lungimea minima de la operația precedenta frezarei de semifinisare este lungimea minim de la operația de finisare la care se adauga adaosul nominal de la aceeasi operație :
Li-1 max = Li max + Apinom = 240.5+ 0.4 = 240.9 mm (2.9)
Lungimea nominala inainte de operația de frezare de semifinisare este lungimea maxima de la aceeasi operația rotunjit. Asadar lungimea nominal este :
Li-1 nom = Li -1 max (rotunjit) = 241 mm (2.10)
Lungimea minima de la operația precedenta frezarei de semifinisare este lungimea minim de la operația de finisare din care se scade adaosul nomila de la aceeasi operație :
Li-1 min = Li-1 max – Ti-1 = 240.9-0.18 = 240.72 mm (2.11)
In concluzie , operația de frezare de semifinisare se va executa la:
A.2 Adaos de prelucrare la faza frezare de semifinisare pentru suprafata S10 la cota L= (operația pregedentă frezare de degroșare):
Rzi-1=125 μm (tab. 4.9) ;
Si-1 = 120 μm (tab 4.9) ;
Ɛi = 110 μm (tab. 1.36 ) ;
ϕi-1 = 0 μm .
Adaosul minim la operația de semifinisare este:
Apimin = Rzi-1 + Si-1 + φi-1 + Ɛi = 125 + 12+ 110= 335 μm = 0.33 mm (2.12)
Adaosul nominal la oferatia frezare de semifinisare este suma dintre adaosul minim de la aceeasi operație si toleranta de operația frezare de degrosare, conform [PIC 98, tab 2.15] Ti-1 =290 μm. Asadar adaosul nominal este :
Apinom= Apimin + Ti-1 = 355+ 290 = 645 μm = 0.6 mm (2.13)
Lungimea maxima inainte de operația de frezare de semifinisare este lungimea minima de la aceeasi operație la care se adauga toleranta operației frezare de degrosare. Asadar lungimea maxim este :
Li-1 max = Li max + Apinom = 240.9+ 0.645 = 241.54mm (2.14)
Lungimea nominala de la operația frezare de degrosare este lungimea minim de la aceeasi operație rotunjit, acesta fiind :
Li-1 nom = Li -1 max (rotunjit) = 241.6 mm (2.15)
Lungimea minima inainte de operația de frezare de semifinisare este diferenta dintre lungimea minima de la operația de frezare de finisare si adaosul nominal de la aceeasi operație. Asadar lungimea minima este:
Li-1 min = Li-1 max – Ti-1 = 240.9-0.18 = 241.25 mm (2.16)
In concluzie , operația frezare de degrosare se va executa la cota:
A3. Adaos de prelucrare la faza frezare de degrosare pentru suprafața S10 la cota L= (precedent acesteia sunt dimensiunile semifabricatului):
Rzi-1=325 μm (tab. 4.9) ;
Si-1 = 320 μm (tab 4.9) ;
Ɛi = 200 μm (tab. 1.36 ) ;
ϕi-1 = 0 μm .
Adaosul minim de la operația de frezare degroșare este :
Apimin = Rzi-1 + Si-1 + φi-1 + Ɛi = 325 + 320 + 200= 845 μm = 0.84 mm (2.17)
Din tabelul 2.15 [PIC 98 ] adoptăm toleranța pentru semifabricat conform treptei de precizie IT12 : Ti-1 = 460 μm . In concluzie, adaosul nominal pentru frezare de degrosare este:
Apinom= Apimin + Ti-1 = 845 + 460 = 1345 μm = 1.34 mm
Lungimea maxima inainte de frezare de degrosare este :
Li-1 max = Li max + Apinom = 241.545+ 1.34 = 242.885 mm (2.18)
Lungimea nominala inainte de frezarea de degroșare este dimatrul minim de la aceeasi operația rotunjit:
Li-1 nom = Li -1 max (rotunjit) = 243 mm (2.19)
Lungimea minima inainte de frezare de degrosare este :
Li-1 min = Li-1 max – Ti-1 = 242.885-0.46 = 242.425mm (2.20)
In concluzie , semifabricatul se va executa la cota:
Se alege placa cu lungimea nominala standardizata L=
Adaosul de prelucrare nominal real recalculat pentru operația de frezare de degrosare este:
2Api nom = Li-1nom – Li nom = 245-243 = 2 mm (2.21)
B. Adaosul de prelucrare pentru operația 10 la prelucrarea profilului pe suprafețele S3, S4, S5, S6, S7, S8, S9, S10 se adoptă din calculul adaosului de prelucrare de la punctul 2.8.1.
B.1 Adaos de prelucrare la faza frezare de finisare
Adaosul nominal la operația frezare de finisare este adaosul minim la care se adauga toleranta conform tabelului 2.15 [PIC 98 ] Ti-1= 185 μm. Asadar, adaosul nominal pentru frezare de finisare este:
Apinom= Apimin + Ti-1 = 223 + 185 = 408 μm = 0.4 mm (2.22)
B.2 Adaos de prelucrare la faza frezare de semifinisare
Adaosul nominal la oferatia frezare de semifinisare este suma dintre adaosul minim de la aceeasi operație si toleranta de operația frezare de degrosare, conform [PIC 98, tab 2.15] Ti-1 =290 μm. Asadar adaosul nominal este :
Apinom= Apimin + Ti-1 = 355+ 290 = 645 μm = 0.6 mm (2.23)
B3. Adaos de prelucrare la faza frezare de degrosare
Din tabelul 2.15 [PIC 98 ] adoptăm toleranța pentru semifabricat conform treptei de precizie IT12 : Ti-1 = 460 μm . In concluzie, adaosul nominal pentru frezare de degrosare este:
Apinom= Apimin + Ti-1 = 845 + 460 = 1345 μm = 1.34 mm (2.24)
C. Calculul adaosului de prelucrare pentru suprafața cilindrica S29 la cota L= cu rugozitatea Ra=1.6 μm și treapta de precizie IT8.
Pentru a ajunge la dimensiunea dorită trebuie sa executăm urmatoarele faze:
Frezare de degroșare: Ra=12,5μm IT12;
Frezare de semifinisare : Ra=6,3 μm IT10;
Frezare de finisare :Ra=3,2 μm IT9;
Tratament termic de cementare;
Rectificare de degrosare : Ra=1,6 IT8.
Formule utilizate conform Tabelului 3.3 [PIC 98] :
2Api min = 2 * (Rzi-1 + Si-1) + 2 ; (2.25)
2Apinom = 2Apimin + Ti-1 ; (2.26)
Di-1 min = Di min – 2Apinom; (2.27)
Di-1 nom = Di-1 (rotunjit) ; (2.28)
Di-1 max = Di-1 min + T i-1. (2.29)
C1. Adaos de prelucrare la rectificare de degrosare pentru suprafata S29 la cota L= (operația precedenta frezare de finisare)
Rzi-1 = 20 μm (tab. 4.9 ) ;
Si-1 =30 μm (tab. 4.9 ) ;
Ɛi = 80 μm (tab. 1.36 ) ;
ϕi-1 = 0 μm .
Adaosul minim pentru rectificarea de degroșare este :
2Api min =2 * (Rzi-1 + Si-1) + 2 = 2 ( 30 +20) + 2 = 200 μm = 0.2mm (2.30)
Din tabelul 2.15 [PIC 98 ] obtinem toleranta pentru Frezare de finisare conform treptei de precizie IT8 : Ti-1 = 70 μm . In concluzie, adaosul nominal pentru rectificare este :
2Apinom = 2Apimin + Ti-1 = 200+70 = 270 μm = 0.27mm (2.31)
Diametrul minim inainte de rectificare este :
Di-1 min = Di min – 2Apinom = 125-0.27=124.73 mm (2.32)
Diametrul nominal inainte de rectificare este dimatrul minim de la aceeasi operația rotunjit:
Di-1 nom = Di-1 (rotunjit) = 124.7 mm (2.33)
Diametrul maxim inainte de rectificare este dimetrul minim inainte de rectificare la care se adauga toleranta de la frezarea de finisare.
Di-1 max = Di-1 min + T i-1 = 124.73 + 0.07 = 124.8 mm (2.34)
In concluzie , operația de frezare de finisare se va executa la cota :
C2. Adaos de prelucrare la frezarea de finisare pentru suprafata S29 la cota L= (operația precedenta rectificare de degrosare)
Rzi-1 = 60 μm (tab. 4.9 ) ;
Si-1 =65 μm (tab. 4.9 ) ;
Ɛi = 90 μm (tab. 1.36 ) ;
ϕi-1 = 0 μm.
Adaosul minim la operația de finisare este :
2Apimin = 2 * (Rzi-1 + Si-1) + 2 =2*( 60+65 ) + 2=280 μm = 0.28 mm (2.35)
Adaosul nominal la operația frezare de finisare este adaosul minim la care se adauga toleranta conform tabelului 2.15 [PIC 98 ] Ti-1= 130 μm. Asadar, adaosul nominal pentru frezare de finisare este:
2Apinom = 2Apimin + Ti-1 = 280+130 = 410 μm = 0.41 mm (2.36)
Diametrul minim de la operația precedenta frezarei de semifinisare este diametrul minim de la operația de finisare din care se scade adaosul nomila de la aceeasi operație :
Di-1 min = Di min – 2Apinom = 124.7 – 0.41 = 124.29 mm (2.37)
Diametrul nominal inainte de operația de frezare de semifinisare este diametrul minim de la aceeasi operația rotunjit. Asadar diametrul nominal este :
Di-1 nom = Di-1 (rotunjit) = 124.2 mm (2.38)
Diametrul maxim inainte de frezare de semifinisare este diametrul minim de la aceeasi operația la care se adaugaa toleranta specificata la adaosul nominal, este:
Di-1 max = Di-1 min + T i-1 = 124.29 + 0.13 = 124.42 mm (2.39)
In concluzie , operația de frezare de semifinisare se va executa la cota :
D. Adaos de prelucrare la frezare de semifinisare pentru suprafata S29 la cota D= (operația precedenta frezare de degrosare)
Rzi-1 = 125μm (tab 4.9 ) ;
Si-1 =120 μm (tab 4.9 ) ;
Ɛi = 175 μm (tab. 1.36 ) ;
ϕi-1 = 0 μm.
Adaosul minim la operația de semifinisare este:
2Apimin = 2 *(Rzi-1 + Si-1) + 2 = 2*(125+120)+2=840μm=0,840mm (2.40)
Adaosul nominal la oferatia frezare de semifinisare este suma dintre adaosul minim de la aceeasi operație si toleranta de operația frezare de degrosare, conform tab 2.15 [PIC 98] Ti-1 =200 μm. Asadar adaosul nominal este :
2Apinom = 2Apimin + Ti-1 = 840 + 200 = 1040 μm = 1 mm (2.41)
Diametrul minim inainte de operația de frezare de semifinisare este diferenta dintre diametrul minim de la operația de frezare de finisare si adaosul nominal de la aceeasi operație. Asadar diametrul minim este:
Di-1 min = Di min – 2Apinom =124,2-1 = 123.2 mm (2.42)
Diametrul nominal de la operația frezare de degrosare este diametrul minim de la aceeasi operație rotunjit, acesta fiind :
Di-1 nom = Di-1 (rotunjit) = 123 mm (2.43)
Diametrul maxim inainte de operația de frezare de semifinisare este diametrul minim de la aceeasi operație la care se adauga toleranta operației frezare de degrosare. Asadar diametrul maxim este :
Di-1 max = Di-1 min + T i-1 =123,2+0,2= 123,4 mm (2.44)
In concluzie , operatia frezare de degrosare se va executa la cota:
E.Adaos de prelucrare la frezarea de degrosare pentru suprafata S29 la cota D= (precedent acesteia sunt dimensiunile semifabricatului)
Rzi-1 = 320μm (tab 4.9 ) ;
Si-1 = 325 μm ( tab.4.9 ) ;
Ɛi = 200 μm (tab 1.36 ) ;
ϕi-1 = 0 μm.
Adaosul minim de la operația de frezare degrosare este :
2Apimin=2*(Rzi-1 + Si-1)+2 =2*( 320+325 )+2=1690μm =1,690mm (2.45)
Din tabelul 2.15 [PIC 98 ] obtinem toleranta pentru Semifabricat conform treptei de precizie IT12 : Ti-1 = 400 μm . In concluzie, adaosul nominal pentru frezare de degrosare este:
2Apinom = 2Apimin + Ti-1 = 1,690+0,4= 2,09 mm (2.46)
Diametrul minim inainte de frezare de degrosare este :
Di-1 min = Di min – 2Apimin = 123,2-20,9= 121,11 mm (2.47)
Diametrul nominal inainte de frezarea de degrosare este dimatrul minim de la aceeasi operația rotunjit:
Di-1 nom = Di-1 (rotunjit) = 121 mm (2.48)
Diametrul maxim inainte de frezare de degrosare este :
Di-1 max = Di-1 min + T i-1 = 121,11+0,4 = 121,51 mm (2.49)
In concluzie , semifabricatul se va executa la cota:
2.5.2 Calculul adaosului de prelucrare la operația 20, Prelucrarea găurilor
A. Calculul adaosurilor de prelucrare pentru faza de burghiere
Apnom = D / 2 (2.50)
Apnom =11 / 2 = 5.5 mm
B. . Calculul adaosurilor de prelucrare pentru faza de lamaj
Apnom= 3.5 mm (2.51)
C. . Calculul adaosurilor de prelucrare pentru faza de filetare
Apnom= Pasul filetului (2.52)
Apnom= 1.5 mm
2.5.3 Calculul adaosului de prelucrare la operația 30, Prelucrarea găurilor
A. Calculul adaosurilor de prelucrare pentru faza de burghiere 9.2
Apnom= D / 2 (2.53)
Apnom= 9.2 / 2 = 4.1 mm
B. Calculul adaosurilor de prelucrare pentru faza de burghiere 20
Apnom= D / 2
Apnom= 20 / 2 = 10 mm
C. Calculul adaosurilor de prelucrare pentru faza de burghiere 40
Apnom= D / 2 (2.53)
Apnom= 40/ 2 = 20 mm
D. Calculul adaosurilor de prelucrare pentru faza de lamaj
Apnom= D-Di-1 (2.54)
Apnom= 2.5 mm
E. Calculul adaosurilor de prelucrare pentru faza de filetare
Apnom= pasul filetului (2.55)
Apnom= 1.5 mm
2.5.4 Calculul adaosului de prelucrare la operația 40. Frezare
Adaosul de prelucrare pentru operația 40 la prelucrarea suprafetelor cilindrice interioare S27 cu dimensiunea Ø180, S28 cu dimensiunea Ø181 se adoptă din calculul adaosului de prelucrare de la punctul 2.5.1
A.1 Adaos de prelucrare la faza frezare de finisare.
Adaosul nominal la operația frezare de finisare este adaosul minim la care se adauga toleranta conform tabelului 2.15 [PIC 98 ] Ti-1= 185 μm. Asadar, adaosul nominal pentru frezare de finisare este:
Apinom= Apimin + Ti-1 = 223 + 185 = 408 μm = 0.4 mm (2.56)
A.2 Adaos de prelucrare la faza frezare de semifinisare
Adaosul nominal la oferatia frezare de semifinisare este suma dintre adaosul minim de la aceeasi operație si toleranta de operația frezare de degrosare, conform [PIC 98, tab 2.15] Ti-1 =290 μm. Asadar adaosul nominal este :
Apinom= Apimin + Ti-1 = 355+ 290 = 645 μm = 0.6 mm (2.57)
A3. Adaos de prelucrare la faza frezare de degrosare
Din tabelul 2.15 [PIC 98 ] adoptăm toleranța pentru semifabricat conform treptei de precizie IT12 : Ti-1 = 460 μm . In concluzie, adaosul nominal pentru frezare de degrosare este:
Apinom= Apimin + Ti-1 = 845 + 460 = 1345 μm = 1.34 mm (2.58)
2.5.5 Calculul adaosului de prelucrare la operația 50. Rectificare
Adaosul de prelucrare pentru operatia 50 la prelucrarea suprafeței cilindrice interioare S29 cu dimensiunea Ø125 se adoptă din calculul adaosului de prelucrare de la punctul 2.8.1
C1. Adaos de prelucrare la rectificare de degrosare
Din tabelul 2.15 [PIC 98 ] obtinem toleranta pentru Frezare de finisare conform treptei de precizie IT8 : Ti-1 = 70 μm . În concluzie, adaosul nominal pentru rectificare este :
2Apinom = 2Apimin + Ti-1 = 200+70 = 270 μm = 0.27mm (2.59)
2.6 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE
2.6.1 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE AFERENTE OPERAȚIEI 10, FREZARE
Mașina unealta utilizata Freza CNC
A. Calculul regimului de așchiere prin metoda clasica aferent fazei frezare de degrosare a suprafeței S11 la dimensiunea 240 mm pe adancimea de 2 mm .
Se utilizează mașina unealtă FW 250 x 900 cu urmatoarele caracteristici, pe care le regasim și în tabelul 2.6 [VLASE VOL 1 Tab 10.1]:
Tabel 2.6 Caracteristici masină unealtă FW 250 x 900
Scula aschietoare: Freza frontala (Fig 2.8)
Fig.2.8 Schemă principiu de lucru frezare frontală
[Curs proiectare scule aschietoare]
Se utilizeaza freza cilindro-frontala cu diametrul Ø 60
S-a adoptat o freza frontala cu urmatoarele caracteristici:
Poziția frezei frontale la frezarea semifabricatelor din oțel; pentru pătrunderea dintelui frezei:
c1 = (0,03 … 0,05)D =0.4 * 60 =24 mm; iar la ieșirea dintelui frezei c2 = 0
Adancimea de așchiere: t= 2mm (2.60)
Latimea de frezare: t1=240 mm (2.61)
Diametrul frezei: D= (1.25….1.5)* t1 = 1.3* 240 = 312 mm (2.62)
Se adopata D=60 mm [PIC 92,Tab14.2] (2.63)
Avansul: vf = sd * z* n (2.64)
Vf= 0.20*4*113.90= 1.12mm/min (2.65)
Se adoptă sd = 0.20 mm/ min [PIC92, Tab.14.4] (2.66)
Viteza de așchiere: v = (2.67)
v=
Turatia: n = ; (2.68)
n == 113.90
Se recalculeaza viteza de așchiere:
v= = = 31.69 m/min (2.69)
Puterea efectiva: Ne = [KW]; Verificarea regimului de așchiere stabilit implică satisfacerea condiției: Ne< Ƞ*NMU (PIC 92, Tab. 14.4)
Valoarea medie a componentei tangențiale Ft se calculează cu următoarea relație:
Ft = * knf = * 1.20 = 317.489 [N]; (2.70)
unde Cf=125;
xF=1.1;
yF=0.75;
uF=2;
qF=1.3;
wF=0.2 [PIC92, Tab 14.7]
B. Calculul regimului de așchiere aferent fazei frezare de semifinisare a suprafeței S11 la dimensiunea 240 mm pe adancimea de 0.6 mm la o rugozitate de Ra= 3.2
Scula aschietoare: Freza cilindro-frontală H (Fig. 2.9)
Fig 2.9. Freză cilindro-frontală [www 1]
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Date de intrare în sistem :
Adaos indepartat: 0.6 mm
Regimul de aschiere rezultat:
Regimul de așchiere:
v= 130 , unde, v reprezită viteza de aschiere ;
f= 1.28 , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 0.6 mm , unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 149 , unde n reprezită turația.
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu în Fig. 2.10.
C. Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei frezare de finisare a suprafeței S11 la dimensiunea 240 mm pe adancimea de 0.4 mm la o rugozitate de Ra= 1.6
Pentru prelucrarea suprafeței plane S11 cu lungimea L=240mm
Scula aschietoare: Freza cilindro fronntala H (Fig. 2.11)
Date de intrare în sistem :
Adaos indepartat: 0.4mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de aschiere rezultat:
Regimul de așchiere:
v= 130 , unde, v reprezită viteza de aschiere;
f= 1.20 , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 0.6 mm, unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 149 , unde n reprezită turația.
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.12)
D. Regimul de așchiere aferent prelucrarii de frezare a suprafeței S12 cu dimensiunea L= 240 mm se adopta conform punctului 2.6.1 A, B.
D.1.Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei frezare de semifinisare
Se adoptă sd = 0.20 [PIC92, Tab.14.4]
n == 113.90
v= = = 31.69 m/min
D.2.Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei frezare de semifinisare
Regimul de așchiere:
v= 130 , unde, v reprezită viteza de aschiere ;
f= 1.28 , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 0.6 mm , unde f reprezintă avansul pe rotație;
n = 149 , unde n reprezită turația.
E. Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei frezare de degrosare a suprafeței S3…S10 pe adancimea de 2 mm la o rugozitate de Ra= 6,3 µm
Scula aschietoare: Freza cilindro frontal HSS-PM (Fig.2.13)
Date de intrare în sistem :
Adaos indepartat: 2mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de aschiere rezultat:
v= 65 , unde, v reprezită viteza de aschiere ;
f= 0.22 , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 2 mm , unde f reprezintă avansul pe rotație;
n = 955 , unde n reprezită turația.
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.14)
F. Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei frezare de semifinisare a suprafeței S3….S10 pe adancimea de 0.6 mm la o rugozitate de Ra= 3.2
Scula aschietoare: Freza cilindro fronntala H (Fig.2.16)
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Date de intrare în sistem :
Adaos indepartat: 0.6 mm
Regimul de aschiere rezultat: :
v= 130 ,unde, v reprezită viteza de aschiere;
f= 1.28 , , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 0.6 mm , unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 149 , unde n reprezită turația..
G. Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei frezare de degrosare a suprafeței S29 la dimensiunea Ø 125 pe adancimea de 2.02 mm la o rugozitate de Ra= 6,3 µm
Scula aschietoare: Cap de frezat la 90ᴼ (Fig.2.18)
Date de intrare:
Adaos indepartat: 2mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de aschiere rezultat: :
v= 130 , unde, v reprezită viteza de aschiere;
f= 0.6 , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 2 mm , unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 1300 , unde n reprezită turația.
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.19)
Fig.2.19 Parametrii regimului de așchiere pentru Frezare de degrosare. [www.1]
H. Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei frezare de semifinisare a suprafeței S29 la dimensiunea Ø 125 pe adancimea de 0,6 mm la o rugozitate de Ra= 6,3 µm
Scula aschietoare: Freza universala (Fig.2.20)
Date de intrare:
Adaos indepartat: 0.41 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere:
v= 84 , unde, v reprezită viteza de aschiere;
f=0.1 , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 1 mm, unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 736 , unde n reprezită turația.
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.21)
I. Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei frezare de degrosare a suprafeței S29 la dimensiunea Ø 125 pe adancimea de 2.02 mm la o rugozitate de Ra= 6,3 µm
Scula aschietoare: Freza universala(Fig.2.22)
Adaos indepartat: 0.4 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere:
v= 85 ,unde, v reprezită viteza de aschiere;
f= 0.3 ,unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 0.4 mm , unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 738 , unde n reprezită turația.
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.23)
2.6.2 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE AFERENTE OPERAȚIEI 20, PRELUCRAREA GĂURILOR
Mașina unealta : Centru de găurire vertical SSB 40 Xn
A. Calculul regimului de așchiere aferent fazei burghiere a suprafeței S21 la dimensiunea Ø 11 pe adancimea de 5,5 mm la o rugozitate de Ra= 6,3 µm
Scula aschietoare: Burghiu din carbura(Fig.2.24)
Date de intrare:
Adaos indepartat : 5.5 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere rezultat:
v= 65 ,unde, v reprezită viteza de aschiere;
f= 0.15 ,unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 5.5 mm , unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 1740 , unde n reprezită turația.
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.25)
B.Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei burghiere a suprafeței S22 la dimensiunea M10 pe adancimea de 4,1 mm la o rugozitate de Ra= 6,3 µm
Mașina unealta : Centru de găurire vertical SSB 40 Xn
Scula aschietoare: Burghiu din carbura (Fig.2.26)
Date de intrare:
Adaos indepartat: 4.1 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere rezultat :
v= 95 ,unde v reprezită viteza de aschiere;
f= 0.22 , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 4.1 mm , unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 2940 , unde n reprezită turația.
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.27)
C.Calculul regimului de așchiere aferent fazei lamare a suprafeței S19 si s20 la dimensiunea Ø 18 pe adancimea de 12 mm la o rugozitate de Ra= 6,3 µm
Scula aschietoare: Lamator (Fig.2.28)
Date de intrare:
Adaos indepartat: 9 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1]
Regimul de așchiere rezultat:
v= 110 ,unde v reprezită viteza de aschiere;
f= 0.24 , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 9 mm , unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 1160 , unde n reprezită turația.
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.29)
D. Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei filetare a suprafeței S24 la dimensiunea M10 pe adancimea de 0.4 mm la o rugozitate de Ra= 6.3µm
Scula aschietoare : Tarod de mașina (Fig.2.30)
Date de aschiere:
Adaos indepartat: 0.4 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere rezultat: v= 18
f= 1.5
t = 0.4 mm
n = 573
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.31)
2.6.3 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE AFERENTE OPERAȚIEI 30, PRELUCRAREA GĂURILOR
Mașina unealta : Centru de găurire vertical
A. Calculul regimului de așchiere aferent fazei de burghiere a suprafeței S22 la dimensiunea Ø 9.2 pe adancimea de 4.1 mm .
Scula aschietoare: Burghiu din carbora (Fig.2.32)
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere rezultat:
v= 95
f= 0.22
t = 4.1 mm
n = 2940
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig 2.33)
B. Calculul prin metoda clasica a regimului de aschiere si ulterior adoptarea acestuia aferent fazei de burghiere a suprafeței S30 la dimensiunea Ø 40 pe adancimea de 20 mm.
Alezajul de Ø 40 se executa prin burghiere dublă. Prima burghiere se execută la diametrul de Ø 20.
Executarea primei burghieri la diametrul de Ø 20.
Scula aschietoare: Burghiu din carbora (Fig.2.34)
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere rezultat:
v= 18
f= 0.14
n = 284
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig 2.35)
Fig.2.35 Parametrii regimului de așchiere pentru Burghiere [www.1]
C. Executarea burghieri numărul doi la diametrul de Ø 40.
Scula aschietoare: Burghiu cu coada conica (Fig. 2.36)
Determinarea regimului de aschiere la burghiere pentru suprafata S30 la cota 40 ±0.039
Diametrul sculei aschietoare: d = 40 mm
Date de intrare:
Lungimea partii aschietoare : l = 120 mm
Stabilirea durabilitatii economice a sculei aschietoare :
T = 15 min
Stabilirea adancimii de aschiere si a numarului de treceri:
Adaos de prelucrare :
D/2= 40/2 = 20 mm (2.71)
Adanncimea de aschiere
t = 0.2 mm
Numarul de treceri: i= 1
Stabilirea avansului de schiere:
S = Cs * D0.6 * Ks (2.72)
S= 0.047 * 40 0.6 * 0.9 = 0.39
Se adoptă: s = 0. 560 [Tab. 10.4 VLASE 85]
Stabilirea vitezei de aschiere:
V = (2.73)
V = = 13.83
Stabilirea turatiei :
n= (2.74)
n= = 125,663
Se alege mașina de găurit orizontal SSB 40XN cu urmatoarele caracteristici :
D = 40 [mm] n=180
R= 1700 [mm] s=0.560
H= 300 [mm]
N= 2.8 [kw]
Se recalculeaza viteza de aschiere:
v = (2.75)
v= = 22,619
Fig.2.36 Schița burghiu cu coada conica [www 1]
Adaos indepartat: 20 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere:
v= 20
f= 0.23
n = 143
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.37)
C. Calculul regimului de așchiere aferent fazei de filetare a suprafeței S18 la dimensiunea M10 pe adancimea de 0.4 mm la o rugozitate de Ra= 3.2 µm
Scula aschietoare: Tarod de mașina (Fig.2.38)
Date de intrare:
Adaos indepartat: 1.5 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere:
v= 18
f= 1.5
t = 0.4 mm
n = 573
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.39)
D. Adoptarea regimului de așchiere aferent fazei de burghiere a suprafeței S16 la dimensiunea 1×45 pe adancimea de 0.5 mm .
Scula aschietoare: Tesitor (Fig.2.40)
Date de intrare:
Adaos indepartat: 0.5 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere rezultate:
v= 35
f= 0.15
t = 0.5 mm
n = 796
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.41)
E. Calculul regimului de aschiere la faza de alezare a suprafeței S30
A. Adâncimea de așchiere t
t = (2.76)
t= = 0.19 mm
B.Avansul de lucru
s= Cs * D0.5 (2.77)
s= 0.16*400.5 = 1.01
C. Viteza de așchiere
Vp= (3.78)
Vp = = 9.51
D.Calculul turației
n= (2.79)
n= = 75.71
Se adoptă n = 76
Se recalculează viteza de așchiere
Vp= (2.80)
Vp= 9.55 9.51
Desenul executie al sculei aschietoare , alezor de masina este prezentat in anexa 3.
F.Calculul regimului de așchiere aferent fazei lamare a suprafeței S19 si s20 la dimensiunea Ø 18 pe adancimea de 12 mm .
Mașina unealtă: Centru de găurire vertical SSB 40 Xn
Scula aschietoare: Lamator 180 ᴼ (Fig.2.42)
Adaos indepartat: 9 mm
Pentru calculul regimului de așchiere se folosește sistemul software pentru calculul online, ToolScout [www 1].
Regimul de așchiere:
v= 120
f= 0.25
t = 2.5 mm
n = 1310
Detele referitoare la regimul de așchiere sunt prezentate in detaliu in (Fig.2.44)
2.6.4 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE AFERENTE OPERAȚIEI 40, FREZARE
Regimul de aschiere aferent operației 40 frezarea suprafetelor S27 la dimensiunea Ø 180 si S28 la dimensiunea Ø 181 se adopata conform punctului 2.6.1
Calculul regimului de așchiere prin metoda clasica aferent fazei frezare de degrosare
Adancimea de așchiere: t= 2mm (2.81)
Avansul: vf = sd * z* n (2.82)
Vf= 0.20*4*113.90=91.12mm/min (2.83)
Se adoptă sd = 0.20 [PIC92, Tab.14.4] (2.84)
Turatia: n = ; (2.85)
n == 113.90
v= = = 31.69 m/min (2.86)
B.Calculul regimului de așchiere aferent fazei frezare de semifinisare .
Date de intrare în sistem :
Adaos indepartat: 0.6 mm
Regimul de aschiere rezultat:
Regimul de așchiere:
v= 130 , unde, v reprezită viteza de așchiere;
f= 1.28 , unde f reprezintă avansul pe rotație;
t = 0.6 mm , unde t reprezită adâncimea de așchiere;
n = 149 , unde n reprezită turația.
2.6.5 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE AFERENTE OPERAȚIEI 60, RECTIFICARE
A. Calculul regimului de așchiere aferent rectificarii de degrosare a suprafeței S29 la dimensiunea 125 pe adancimea de 0,27 mm
Rectificarea rotundă interioară se poate execută pe mașini de rectificat universal sau pe mașini de rectificat interior. Operati de rectificare se va executa pe mașina de rectificat interior.
În Fig.2.45 se prezinta schema de principiu de lucru pentru si componentele unei masini de rectificat interior .
Fig.2.45 Rectificare rotundă interioară [ www 4]
A1 . Diametrul discului abraziv se alege în funcție de diametrul găurii, tabelul 22.22, iar lățimea discului abraziv în funcție de lungimea găurii de prelucrat, tabelul 22.23. Avansul de pătrundere pentru operația de degroșare se stabilește din tabelul 22.25 cu coeficienții de corecție din tabelul 22.26, iar pentru rectificarea de finisare avansul de pătrundere se stabilește din tabelul 22.27 cu coeficienții de corecție din tabelul 22.28. VLS
Se alege mașina de rectificat: PARAGON RC cu urmatoarele caracteristici [www 2]:
H=160[mm]
L=750 [mm]
N=3.2 [KW]
Diametrul discului abraziv la rectificarea interioară (tabel 22.22 )
D= 0.86* 125 = 107,5 mm (2.87)
Se adoptă un diametru D=108 mm
Latimea discurilor abrazive la rectificarea interioară
L=50 mm (tabel. 22.23) (2.88)
Coeficientul β la rectificarea rotundă interioară (tabel 22.24)
β=0,7 (2.89)
Avansul la patrunderea la rectificarea interioară de degrosare cu avans transversal (tabel 22.25)
St =0.044 mm c.d (2.90)
Granulația discului abraziv este o granulație medie cuprinsă între 46 și 100 .Aceasta reprezintă mărimea medie a granullelor abrazive și este simbolizată cu un numar de conformitate cu standardul FEPA( seria F)
Duritatea discului abraziv reprezinta rezistenta pe care o opune liantul fata de fortele externe care tind sa desprinda granulele de pe suprafata corpului abraziv. Convențional, pentru simbolizarea duritatii corpurilor abrazive se folosesc litere .www 5
Se adoptă o duritate medie de tip L
In figura 2.46 sunt prezentate forma și dimensiunile discului abraziv ce poate fi utilizat pentru prelucrarea de rectificare .
Fig.2.46 Formă și dimensiuni disc abraziv [www 5]
A2 . Stabilirea vitezei de așchiere și a vitezei de rotație
Viteza de așchiere pentru rectificarea obișnuită se recomandă între 30…40 m/s, iar pentru rectificarea rapidă poate ajunge până la 60…80 m/s. În cazul prelucrării unor găuri cu diametre sub 10 – 16 mm, se admite pentru viteza de așchiere valori cuprinse între 10…20 m/s. VLS
Viteza de rotație a piesei se determină cu relațiile: – rectificarea de degroșare:
𝑣d = [m/min] (2.91)
Vd= = 11.72 [m/min]
În care d este diametrul găurii, mm; T – durabilitatea discului abraziv, tabelul 22.29; β – coeficientul avansului, tabelul 22.24; st – avansul transversal, mm/cursă; KVT – coeficient de corecție în funcție de durabilitatea discului abraziv, tabelul 22.30 și KVB – coeficient de corecție în funcție de lățimea discului abraziv, tabelul 22.31.
Calculul turatiei : n = ; (2.92)
n == 62.17
C. Stabilirea puterii necesare :
Puterea necesară se calculează cu relațiile:
– rectificarea de degroșare:
N = 0.2 ∙𝑣𝑝0.5 ∙𝑠𝑙0.4 ∙𝑠𝑡0.4 ∙𝑑0.3 ∙𝐾𝑁𝐷 ∙𝐾𝑁𝐵 [𝑘𝑊] (2.93)
N = 0.2*470.5*0.03-0.4*1070.3 *0.8*0.63 = 0.69 [KW]
2.10 CALCULUL NORMEI TEHNICE DE TIMP PENTRU PRELUCRAREA REPERULUI CARCASĂ
Pentru calculul normei tehnice de timp pentru prelucrarea reperului Carcasă se folosește relatia 8.1 [PIC 92]:
Nt = tb+ta+tdt +toc+ (2.94)
In care,
Nt= Norma tehnică totală
Tb = Timp de baza pe operatie
Ta = Timp auxiliary
Tdt = Timp deservire tehnica
Toc = Timp odihna si necesitati fiziologice
Tpi= Timp pornire/incheiere
n= numarul de piese
2.10.1 CALCULUL NORMEI TEHNICE DE TIMP PENTRU OPERAȚIA 10, FREZARE
A. Adoptarea timpilor de bază
Timpul de baza pentru fiecare faza se adoptă din datele de așchiere oferite de programul ToolScout [www1]. Acesti timpi sunt urmatorii:
Faza1.Frezare de degrosare
tb =0.198 min
Faza2. Frezare de semifinisare
tb =1.28 min
Faza3. Frezare de finisare
tb =1.28 min
Faza4. Frezare de degrosare
tb =1.14 min
Faza5. Frezare de semifinisare
tb =0.08 min
Timpul de baza total pentru operația 10
tb = 0.198 + 1.28 + 1.28+ 1.14 + 0.08 = 3.988 min (2.95)
B. Adoptarea timpilor auxiliari
Timpii auxiliari se adoptă din urmatoarele tabele din [PIC. 82]
ta= ta1+ta2+ta3+ta4+ta5 = 0.64 + 0.13 + 0.71 + 0,15+0.06+0.13 =1.82 min
ta1 = 0.64 min
Referitor la prinderea si desprinderea piesei [PIC 82Tab. 8.34]
ta2 = 0.13 + 0.71 =0.84 min [Tab. 8.43]
Timp auxiliar care face referinta la comanda masinii.
ta3 = 0.15 [PIC 82,Tab. 8.47]
Timp auxiliar necesar pentru masurarea aschiilor de proba.
ta4 = 0.06 [PIC 82,Tab. 8.48]
Timp auxiliar necesar pentru curatarea de aschiilor
ta5 = 0.13 [PIC 82Tab. 8.50]
Timp auxiliar necesar pentru masuratori de control
C. Adoptarea timpilor de deservire tehnica
tdt = * 3.98 + * 3.98= 0.15 min [PIC 82,Tab. 8.51] (2.96)
D.Adoptarea timpilor de odihna si necesitati fiziologice
toc = * ( 3.98 + 1.82 ) =0.17 min (2.97)
E. Adoptarea timpilor de pornire/incheiere
Tpi = 0.16 min [PIC 82Tab. 8.1] (2.98)
F.Valoarea timpului de prindere și desprindere a pesei ținându-se cont că pisea, în aceeași operație se va desprinde și ulterior prinde la loc de 2 ori.
Tpd= 0.17 [PIC 92,Tab. 8.2 ]
Valoarea se adopta din tab.8.1 PIC 98 tinandu-se cont ca dispozitivul de prindere este menghină.
F.Calculul normei tehnice de timp pentru operația 10
Lotul fiind de 100 bucati conform relației (8.1 PIC) rezultă:
Nt= tb+ta+tdt +toc+ = 3.98+1.82+0.15+0.17 + = 6.285 min (2.99)
2.10.2 CALCULUL NORMEI TEHNICE DE TIMP PENTRU OPERAȚIA 20, PRELUCRAREA GĂURILOR
Calculul timpilor de baza pentru faza1 Burghiere Ø11
A. Calculul timpului de baza pentru faza 1.
tb=====0.8 min (2.100)
tb = 0.8 x 6 = 4.8 min
l=60, reprezintă lungimea toatală a alezajului
l1 = +ctg alpha + 0.5=+ ctg 62+ 0.5 =9.05 mm (2.101)
l2= 0.5 [PIC82 tab 9.2] (2.102)
L=l1+l2+l = 0.5+9.05+60 = 69.55 mm
B. Adoptarea timpului pregatire incheiere:
Tpi=3 min [PIC 82, tab 9.1 ]
C.Adoptarea timpilor auxiliari
Referitor la prinderea si desprinderea piesei
Ta1=0.56 min[Tab. 9.50 PIC 82]
Timp auxiliar care face referinta la comanda masinii.
Ta2=0.02 min [Tab. 9.51 PIC 82]
Timp auxiliar necesar pentru curatarea de aschiilor
Ta3=0.1 min [Tab. 9.52 PIC 82]
Timp auxiliar necesar pentru masuratori de control
Ta4 =0.08 min [Tab. 9.53 PIC 82]
D. Adoptarea timpilor de deservire tehnică
Tdt=0,2 min [Tab. 9.54 PIC 82]
E. Adoptarea timpilor de odihna si necesitati fiziologice
toc = 0,5 min [Tab. 9.55 PIC 82]
Calculul timpilor pentru faza2 burghiere Ø 9.2
A. Calculul timpului de bază
tb=====0.2min (2.103)
l=16, reprezintă lungimea toatală a alezajului
l1 = +ctg alpha + 0.5=+ ctg 62+ 0.5 = 5.7 mm (2.104)
l2= 0.5 tab 9.2 PIC82 (2.105)
Calculul timpilor pentru faza 3 lamare Ø18
A. Calculul timpului de baza
tb====1.2 min (2.106)
tb = 1,2 * 6 = 7.2 min
l=12 mm, reprezintă lungimea toatală a alezajului
l1 = (d-d0) * ctg alpha/2 + 0.3=(18-11) * ctg 45+ 0.3 = 8.8 mm (2.107)
l2= 0.5 mm tab 9.2 PIC82 (2.108)
Calculul timpilor pentru faza 4 filetare M10
A. Calculul timpului de baza .
tb=1.2 min (2.109)
l=12 mm, reprezintă lungimea toatală a alezajului (2.110)
l1 = (d-d0) * ctg alpha/2 + 0.3=(18-11) * ctg 45+ 0.3 = 8.8 mm (2.111)
l2= 0.5mm [ PIC82,tab 9.2] (2.112)
D. Adoptarea timpilor de deservire tehnică
Tdt= = = 0.33 min [ PIC82,tab 9.3] (2.113)
B. Calculul normei tehnice de timp pentru operația 20
Lotul fiind de 100 bucati conform relației (8.1 PIC) rezultă:
Nt= tb+ta+tdt +toc+ = 13.4+0.76+0.33+ 0.5 + = 15.02 min (2.114)
2.10.3 CALCULUL NORMEI TEHNICE DE TIMP PENTRU OPERAȚIA 30, PRELUCRAREA GĂURILOR
Calculul timpilor pentru faza1 burghiere Ø9.2
A. Calculul timpului de bază
tb====0.2min (2.115)
l=16, reprezintă lungimea toatală a alezajului (2.116)
l1 = +ctg + 0.5=+ ctg 62+ 0.5 = 5.7 mm (2.117)
l2= 0.5 [PIC82, tab 9.2] (2.118)
B. Adoptarea timpului pregatire incheiere:
Tpi=3 min [PIC 82, Tab.9.1]
C.Adoptarea timpilor auxiliari
Referitor la prinderea si desprinderea piesei
Ta1=0.57 min[PIC 82, Tab. 9.50]
Timp auxiliar care face referinta la comanda masinii.
Ta2=0.02 min [PIC 82 Tab. 9.51]
Timp auxiliar necesar pentru curatarea de aschiilor
Ta3=0.1 min [PIC 82, Tab. 9.52]
Timp auxiliar necesar pentru masuratori de control
Ta4 =0.08 min [PIC 82, Tab. 9.53]
D. Adoptarea timpilor de deservire tehnică
Tdt=0,2 min [PIC 82, Tab. 9.55]
E. Adoptarea timpilor de odihna si necesitati fiziologice
toc = 0,5 min [PIC 82, Tab. 9.55]
Calculul timpilor pentru faza 2 burghiere Ø20
Calculul timpului de bază
tb=====0.78min (2.119)
tb = 0.78 * 2 = 1.56 min
l=120, reprezintă lungimea toatală a alezajului (2.120)
l1 = + ctg alpha + 0.5=20 ctg 62+ 0.5 = 22.05 mm (2.121)
Calculul timpilor pentru faza 4 filetare M10
Calculul timpului de baza .
tb=1.2 min (2.122)
l=12 mm, reprezintă lungimea toatală a alezajului (2.123)
l1 = (d-d0) * ctg alpha/2 + 0.3=(18-11) * ctg 45+ 0.3 = 8.8 mm (2.124)
l2= 0.5mm [PIC82, Tab 9.2] (2.125)
Calculul timpilor pentru faza 4 alezare Ø 40
Calculul timpului de bază
tb= = = 5.48 [PIC82, Tab 9.34] (2.126)
tb = 5.48 * 2 = 10.96 min
l=120 mm, reprezintă lungimea toatală a alezajului (2.127)
l1 = mm, reprezintă lungimea de atac a alezorului (2.128)
l2 = 2 mm, reprezintă lungima cat iese alezorul din alezaj (2.129)
F.Lotul fiind de 100 bucati conform relației (8.1 PIC) rezultă:
Nt= tb+ta+tdt +toc+ = 13.92+0.76+0.33+ 0.5 + = 15.54 min (2.130)
Calculul timpilor pentru faza 2 burghiere Ø40
Calculul timpului de bază
tb=====0.78min (2.131)
tb = 0.78 * 2 = 1.56 min
l=120, reprezintă lungimea toatală a alezajului (2.132)
l1 = + ctg alpha + 0.5=20 ctg 62+ 0.5 = 22.05 mm (2.133)
2.10.4 CALCULUL NORMEI TEHNICE DE TIMP PENTRU OPERAȚIA 40. FREZARE
A. Timpul de baza pentru fiecare faza se adoptă din datele de așchiere oferite de programul ToolScout [www 1]. Acesti timpi sunt urmatorii:
Faza1.Frezare de degrosare
tb =0.198 min
Faza2. Frezare de semifinisare
tb =1.54 min
Faza3. Frezare de finisare
tb =1.55 min
Faza4. Frezare de degrosare
tb =1.25min
Faza5. Frezare de semifinisare
tb =0.12 min
Timpul de baza total pentru operatia 40
tb = 0.198 + 1.54 + 1.55+ 1.25 + 0.12= 4.56 min
B. Calculul timpilor auxiliari
Timpii auxiliari se adoptă din urmatoarele tabele din [PIC. 82 ]
ta= ta1+ta2+ta3+ta4+ta5 = 0.64 + 0.13 + 0.71 + 0,15+0.06+0.13 =1.82 min (2.134)
ta1 = 0.64 min
Referitor la prinderea si desprinderea piesei [PIC 82 ,Tab. 8.34]
ta2 = 0.13 + 0.71 =0.84 min [PIC 82, Tab. 8.43]
Timp auxiliar care face referinta la comanda masinii.
ta3 = 0.15 [PIC 82Tab. 8.47]
Timp auxiliar necesar pentru masurarea aschiilor de proba.
ta4 = 0.06 [PIC 82Tab. 8.48 ]
Timp auxiliar necesar pentru curatarea de aschiilor
ta5 = 0.13 [PIC 82Tab. 8.50]
Timp auxiliar necesar pentru masuratori de control
2.7.4.2 Adoptarea timpilor de deservire tehnica
tdt = * 3.98 + * 3.98= 0.15 min [PIC 82,Tab. 8.51] (2.135)
C. Calculul timpilor de odihna si necesitati fiziologice
toc = * ( 3.98 + 1.82 ) =0.17 min (2.136)
D. Adoptarea timpilor de pornire/incheiere
Tpi = 0.16 min [PIC 82, Tab. 8.1]
Valoarea se adopta din tab.8.1 PIC 98 tinandu-se cont ca dispozitivul de prindere este menghină.
E. Calculul normei tehnice de timp pentru operația 40
Lotul fiind de 100 bucati conform relației (PIC 82, Tab. 8.1) rezultă:
Nt= tb+ta+tdt +toc+ = 4.56+1.82+0.15+0.17 + = 6.70 min (2.137)
2.10.5 CALCULUL NORMEI TEHNICE DE TIMP PENTRU OPERAȚIA 60, RECTIFICARE
A.Timpul de baza total pentru operația 60
tb = = = 3.13 min (2.138)
k= coeficient pentru rectificarea de degrosare
β = avans longitudinal
st = avans de patrundere
np = turatia piesei
vp = viteza discului abraziv
B. Calculul timpilor auxiliari
Timpii auxiliari se adoptă din urmatoarele tabele din [PIC. 82]
ta= ta1+ta2+ta3+ta4+ta5 = 0.4 + 0.07 + 0.18 + 1.7 =2.35 min (2.139)
ta1 = 0.4 min [PIC 82, Tab. 12.19 ]
Referitor la prinderea si desprinderea piesei
ta2 = 0.03 + 0.04 =0.07 min [PIC 82Tab. 12.20]
Timp auxiliar care face referinta la comanda masinii.
ta3= 0.18min [PIC 82, Tab. 12.20]
Timp auxiliar necesar pentru masuratori de control
td0 = 1.7 [PIC 82, Tab.12.23 ]
C. Adoptarea timpilor de deservire tehnica
tdt = * tb= * 3.13 =0.23*3.13= 0.71min [Tab. 12.21]
D.Adoptarea timpilor de odihna si necesitati fiziologice
toc =0.0 [PIC 82,Tab. 12.24]
E. Adoptarea timpilor de pornire/incheiere
Tpi = 0.16 min [PIC 82, Tab. 8.1]
Valoarea se adopta din tab.8.1 PIC 98 tinandu-se cont ca dispozitivul de prindere este menghină.
F Calculul normei tehnice de timp pentru operația 60
Lotul fiind de 100 bucati conform relației (PIC 82, 8.1) rezultă:
Nt= tb+ta+tdt +toc+ = 3.13+2.35+0.71+0.05 + = 6.24 min (2.140)
3. PROIECTEAREA SDV-URILOR PENTRU OPERATIILE INDICATE
3.1 PROIECTAREA DISPOZITIVULUI PENTRU OPERAȚIA DE GĂURIRE
Să se proiecteze un dispozitiv pe baza setului modular IFBV-M12-v3 pentru semifabricatul Carcasa (25CrMo4) desenul de mai jos, la prelucrarea prin așchiere a suprafețelor marcate, pe mașina unealtă Centru vertical de găurire SSB 40XN în condițiile unei producții de 7000 buc/an, în loturi de 150-200 buc.
Desenul de execuție al piesei Carcasa este în fișierul desen exec. reperul Carcasa.idw, iar modelul 3D Carcasa.ipt, ambele compatibile cu orice versiune Autodesk Inventor 2015 și ulterioare.
Piesei din fig. 1 i se așchiază pe centrul de găurire vertical SSB 40XN :
6 găuri străpunse cu dimensiunile Ø11 x 60 mm (în Fig.1)
6 găuri infundate Ø18 x 12 mm (în Fig.1);
B. CULEGEREA ȘI PRELUCRAREA DATELOR
Caracteristicile semifabricatului: material 25CrMo4 . Suprafetele functionale ale carcasei sunt prezentate în (fig.3),anterior operației de burghiere a găurilor Ø11 reperul a fost prelucrată prin frezare pe suprafetele S1,S3,S4..S10,S12,S14,S16,S17,S18,S23..S25,(fig. 2.5),cu rugozitatea 3,2, respectiv 6.3 pe restul suprafețelor la cotele din (fig. 1.1). Masa piesei este de 10,448 kg . Determinarea masei în Inventor: Model Carcasa f iProperties… în fereastra de dialog iProperties tab-ul Physical este ales materialul etc. sunt afișate: densitatea, masa, volumul, coordonatele centrului de greutate, proprietățile inerțiale.
Caracteristicile MU: centru de găurire vertical SSB 40 Xn (fig.2)
Fig. 3.1. Extras din datele tehnicii ale masinii unelte.
C. STABILIREA CONDIȚIILOR GEOMETRICE DE PRECIZIE, DETERMINATE PENTRU PROIECTAREA DPM
În această etapă de proiectare sunt determinate gradele de libertate care trebuie anulate piesei pentru a se realiza preciziile stabilite de specificații. Condițiile Geometrice Determinante (CGD) sunt cote, condiții de poziție asociate suprafețelor care se prelucrează la operația unde este utilizat DPM și care sunt influențate de anularea gradelor de libertate ale piesei. CGD pot fi explicite (CGDe trecute pe desenul piesei) sau implicite (CGDi neevidente direct pe desenul respectiv) evidentiate în tabelul 1.
Tabel 3.1 CGD pentru reperul Carcasa
D.DETERMINAREA GRADELOR DE LIBERTATE ALE PIESEI ANULATE DE SUBSISTEMUL DE BAZARE
Gradele de libertate (GL) anulate de către reazeme (sistemul de bazare) sunt raportate la sistemul de referință triortogonal drept din fig.4.
Fig. 3.2. Sistemul de referință și suprafețele funcționale ale carcasei.
Tabel 3.2. Gradele de libertate anulate pentru reperul Carcasa
În concluzie trebuie realizată o schemă de bazare prin care piesei i se anulează 4 grade de libertate.
E. Partiționarea gradelor de libertate și stabilirea suprafețelor piesei care iau contact cu reazemele.
Partiționarea GL
Avându-se în vedere că schema de bazare necesită anularea a 5 grade de libertate teoretic cele 5 GL ar putea fi preluate în mai multe moduri:
Materializând axa piesei prin suprafețele plane S10, S3 și S11 se preiau 4 grade de libertate (ty.tz,ry și rz) iar anularea celui de-al 5 GL tz, prin sprijin pe suprafeța plană: S12
Materializând axa piesei prin suprafețele plane S5, S7 și S11 se preiau 4 grade de libertate (ty.tz,ry și rz) iar anularea celui de-al 5 GL tz, prin sprijin pe una din suprafeța plana S12
Având în vedere limitările impuse de setul modular IFBv-v3 și că prelucrările se fac pe un centru de prelucrate cu axa verticală prima variantă este realizabilă.
Principalele criterii folosite în alegerea și ierarhizarea BPO sunt [PAU14]:
C1. Dintre toate BPO sunt preferate BPOP (bază de poziționare și orientare principală) deoarece asigură erori de bazare nule.
C2. I se distribuie maximum de grade de libertate acelei BPOP care are asociate cote cu toleranțe strânse, condiții geometrice cu valori mici și care este implicată într-un număr mai mare de CGD (BPOPc) .
C3. Preferabil ca prin BPOPc să se închidă componentele forțelor, momentelor de așchiere și de strângere cu mărimi mari.
C4. Accesibilitatea la BPO.
C5. Rigiditatea suficientă a BPO.
C6. BPO preferabil prelucrate, dacă sunt disponibile.
C7. BPO cu suprafața suficient de mari, nu muchii.
C8. Zveltețea BPO: o BPO plană mai puțin zveltă poate prelua mai multe grade de libertate decât una în care o dimensiune este mult mai mică decât cealaltă.
Se aleg criteriile relevante funcție de particularitățile piesei pentru care se proiectează DPM.
Deoarece criteriile sunt neomogene, în această etapă de proiectare aprecierea se poate face calitativ printr-un proces de decizie multiatribut. Dacă se operează cu mai multe criterii este necesar a se completa o matrice a consecințelor unde aprecierile se fac cu: + pentru un atribut avantajos; – pentru unul dezavantajos și 0 pentru unul mediu. În cazul acestei aplicații unde sunt puține suprafețe disponibile nu este nevoie de a se utiliza o matrice a consecințelor.
Axa piesei poate fi materializata prin sprijinirea piesei pe suprafetele plane S3, S10 si S11 .
F. PROIECTAREA CONCEPTUALĂ A SUBSISTEMULUI DE STRÂNGERE
Pentru selecția suprafețelor de strângere se utilizează frecvent următoarele criterii [PAU14]:
C1. Sunt preferate suprafețele cu rugozitate mai mare, altfel este minimizat riscul deteriorării lor la aplicarea forțelor de strângere.
C2. Alegerea acestor suprafețe trebuie făcută astfel încât prin modulele de strângere, care au în general o rigiditate mai mică decât modulele de reazem, să se închidă forțe de așchiere mai mici.
C3. Este necesară o rigiditatea locală suficientă a piesei pe suprafața de strângere, de asemenea este nevoie de o rigiditate suficientă a întregului semifabricat pe direcția aplicării forțelor.
C4. Ca și în cazul suprafețelor de bazare și cele de fixare trebuie să fie accesibile.
C5. Din considerente simplificare a construcției DPM și de minimizarea timpilor auxiliari necesari acționării manuale a modulelor de strângere, numărul suprafețelor destinate fixării trebuie să fie minim.
C6. Trebuie evitată utilizarea suprafețelor de strângere care complică traiectoria sculei așchietoare nevoită să ocolească modulele de fixare.
C7. Sunt preferate suprafețele cu arie mare prin libertatea care o conferă în alegerea poziției forței de fixare.
Criterii de alegere a punctelor aproximative de aplicare a forțelor de strângere, a direcțiilor și sensurilor:
C1. Forța de strângere principală este preferabil să se închidă prin baza de poziționare și orientare care preia numărul maxim de grade de libertate, pentru a o materializa cât mai corect în dispozitiv.
C2. Se urmărește realizarea unei căi minime de închidere a forțelor generate de elementele de strângere (reazeme plasate pe direcțiile de acțiune a forțelor de strângere).
C3. Sistemul de forțe de strângere trebuie să conserve toate legăturile unilaterale ale semifabricatului în orice stare de funcționare programată a sistemului MUSPD.
Pentru executarea găurilor , suprafetele : S19, S21, se utilizează un burghiu de diametru 11 mm (fig. 5). Solicitările generate la executarea acestor găuri sunt de acelasi tip , cu un grad de intensitate relativ scăzut și în consecință nu se iau în considerare la proiectarea subsistemului de strângere.
Se conturează două scheme de strângere schițate în fig. 6:
schema de strângere 1 (SS1) care aplică o singură forță S pe suprafața S12 (fig. 6a);
schema de strângere 2 (SS2) care aplică două forțe S1,S2,pe suprafațele S12 (fig. 6b);
Fig. 3.3.
Scheme de strângere aplicate piesei Carcasa.
G. PROIECTAREA CONCEPTUALĂ A DISPOZITIVULUI MODULAR
Ca urmare a proiectării conceptuale a subsistemelor de bazare și strângere a rezultat o schemă de bazare SB1 și două de strângere SSi, i=1-2. Combinându-le rezultă două concepte ale DP: CDM1:SB1-SS1; CDM2:SB1-SS2;
H. PROIECTAREA CONFIGURATIVĂ A DISPOZITIVELOR MODULARE
În etapa de proiectare configurativă sunt dezvoltate conceptele stabilite anterior prin luarea în considerare a modulelor de reazem și de strângere, eventual completarea acestora cu componente speciale, care trebuie proiectate. Pe BPO și pe suprafețele de strângere se atașează modulele specifice pe baza unor criterii. Dacă pe suprafețele respective sunt prevăzute mai multe variante de module, prin combinarea lor sunt generate variante de DPM.
Pentru alegerea corectă a modulelor de reazem trebuie luate în considerare următoarele criterii generale [PAU14]:
1. Numărul de grade de libertate preluate de un reazem depinde de raportul dintre dimensiunile piesei și cele ale reazemului. De exemplu un modul reazem cu prag poate prelua cu suprafața îngustă verticală două grade de libertate pe baza de ghidare a unei piese care are dimensiuni apropiate de cele ale modulului.
2. Mărimea zonei de contact a piesei cu reazemele individuale este invers proporțională cu mărimea abaterilor microgeometrice și de formă ale bazei de PO. Deci pentru suprafețe rugoase, cu abateri relativ mari de formă se vor utiliza reazeme care au o suprafață mică de contact; pentru baze prelucrate, cu abateri mici de formă se recomandă reazeme cu suprafețe mai mari de contact.
3. Varianta constructivă a unui reazem se alege funcție de rigiditatea acestuia raportată la forțele de strângere și de așchiere care se închid prin el.
4. Plasarea reazemelor pe module distanțier le diminuează precizia de poziționare și orientare.
A. ALEGEREA MODULELOR DE REAZEM PENTRU SUPRAFEȚELE PLANE
Baza de așezare materializată de suprafata plana S11 (fig.3) este prelucrată anterior prin frezare, este rigidă și în consecință pot fi utilizate elemente de bazare tip placuta de reazem.
În figura 7 sunt reprezentate 3 tipuri de module placuta de reazem, dintre care se elimină: 6363-12-060 deoarece are suprafață redusă de contact cu reperul, 6363-12-023 deoarece se foloseste pentru bazara suprafetelor paralele. Deci rămâne placuta de reazem 6363-12-068 care are poziții discrete pe placa de bază. Pentru bazarea carcasei se vor folosi două astfel de module placuta de reazem.
Fig. 3.4. Variante de module de reazem utilizabile pentru baza de așezare.
B. ALEGEREA MODULELOR DE REAZEM PENTRU SPRIJINIRE
Deoarece Modulul EN-412-516-CSA-3 nu are rigiditate si inaltime suficientă,este considerat necorespunzător. Pentru SS1 se poate folosi ansamblul dintre 6363-12-007 si DIN91-M12x30 (fig.9)
Fig. 3.5. Module de sprijin suplimentare
C ALEGEREA MODULELOR DE STRÂNGERE
În subcapitolul 3.2 s-au propus două concepte ale subsistemului de strângere (fig. 6), toate au în comun aplicarea unor forțe verticale pe suprafata S12.
Fig. 3.6. Sistemul destrângere cu bridă
Sunt posibile două soluții: a-strângerea prin intermediul unei bride acționată manual (6212) (fig. 10), b-strângerea cu două bride (6212), soluție care necesită un timp de acționare mai mare deoarece forțele aplicate trebuie să fie aproximativ egale și în plus brida care strange pe suprafața 12 are tendința de a răsturna reperul. Prima soluție este mai productivă și mai simplă decât a doua.
Pentru SS1 se utilizează un bloc de bride 7110FS-12-3-12-1F-12xM12 si 7110M-12-1F-12xM12 după cum s-a argumentat mai sus.
D. PROIECTAREA CONFIGURATIVĂ A DPM
În subcapitolul s-au stabilit 2 concepte ale DP: CDM1:SB1-SS1; CDM2:SB1-SS2; Tabelul de mai jos conține structura configurativă a celor 2 DPM.
Tabel 3.4 Structura configurativă DPM.
ANALIZA MULTIATRIBUT A VARIANTELOR DISPOZITIVELOR DE PRINDERE MODULARE
Principalele criterii pentru analiza multiatribut a variantelor rezultate din proiectarea configurativă a DPM sunt [PAU14]:
C1. Precizia poziționării și orientării piesei în DPM care depinde de:
Numărul de baze de poziționare și orientare principale (BPOP) materializate în DPM, în principal asociate cotelor și condițiilor de poziție critice (care trebuie executate în clase de precizii mici).
Numărul și precizia de execuție a modulelor distanțier sau a corpurilor intermediare pe care sunt montate modulele de reazem. Acestea scad atât rigiditatea cât și precizia de preluare a gradelor de libertate ale piesei.
Rigiditatea modulelor de reazem, cedarea elastică a acestora influențează negativ precizia de poziționare și orientare a piesei.
C2. În aprecierea rigidității componentelor DPM trebuie avut în vedere că:
Modulele de reazem monobloc sunt mai rigide decât cele reglabile.
Module de reazem monobloc fixate cu două sau patru șuruburi sunt mai rigide decât modulele de strângere
Rigiditatea modulelor de strângere bridă tip turn este invers proporțională cu numărul de module distanțier conținute.
C3. Stabilitatea piesei în DPM, în sensul că ansamblul forțelor și momentelor de așchiere și a celor de strângere trebuie să asigure conservarea schemei de bazare și de strângere în toate stările de solicitare a piesei în dispozitiv (reperul să rămână în contact cu toate modulele de reazem și de strângere).
C4. Posibilitățile de a modifica subsistemul de strângere modular. Din cauza termenelor scurte impuse proiectării și asamblării DPM în producția flexibilă, este dificil să de calculeze cu precizie suficientă forțele și momentele care solicită reperul ca și forțele pe care trebuie să le exercite subsistemul de fixare.
În consecință, în etapa de testare, un DPM la care este posibil să se schimbe poziția și/sau orientarea unuia sau mai multor module de strângere, sau să se înlocuiască/adauge elemente de strângere, este preferabil unuia mai puțin adaptabil.
C5. Complexitatea DPM depinde de:
Numărul de module utilizate.
Diversitatea modulelor.
Numărul și complexitatea elementelor de dispozitiv nemodulare (inexistente în setul modular avut la dispoziție).
C6. Ușurința cu care se instalează, dezinstalează reperul în DPM, incluzând și eventualele reglaje care trebuie făcute pentru fiecare piesă.
C7. Lungimea traiectorie sculei așchietoare: sunt preferate DPM la care traiectoria sculei/sculelor nu trebuie să ocolească anumite elemente din dispozitiv.
În cazul DPM rezultate în urma proiectării configurative câteva criterii sunt nerelevante:
C1 nu este luat în considerare deoarece cele două DPM au aceeași schemă de bazare.
C2 deoarece o decizie asupra rigidității modulelor de sprijin a fost luată în capitolul anterior.
C4 deoarece nu se folosesc elemente de dispozitiv speciale care nu aparțin setului IFBv-M12-v3.
C5 nerelevant deoarece setul modular are suficiente module relativ la câte DPM sunt la un moment dat în exploatare, deci nu există pericolul de a nu putea asambla un nou DPM.
C7 fiindcă traiectoriile sculelor nu sunt incomodate de modulele DPM.
Aprecieri calitative asupra variantelor de DPM pe baza C3- Stabilitatea piesei în DPM.
DPM1, DPM2: dacă forța de strângere S exercitată de o singură bridă nu este suficient de mare există riscul ca la frezarea suprafeței 1 sau 15 pe traiectoria 1 sau 3 (fig.5) să se piardă contactul cu reazemul de sprijin.
DPM3, DPM4: deoarece se aplică două forțe de strângere S1 și S2, cu aceeași direcție și același sens, riscurile care apăreau la DPM1 și DPM2 sunt diminuate, dar apare riscul de răsturnare a arborelui după axa Y.
În consecință din punct de vedere a stabilității piesei cele mai sigur sunt DPM1 și DPM2 și mai vulnerabile DPM3 și DPM4.
Aprecieri calitative asupra variantelor de DPM pe baza C6- Ușurința cu care se instalează, dezinstalează reperul în DPM.
Reperul are o masă relativ MICĂ 1,22 kg și poate fi plasată și scoasă cu mâna din DPM. DPM1 și DPM2 sunt mai aerisite și permit o ușoară instalare a piesei comparativ cu celelalte două DPM3 și DPM4 mai dificil de manevrat deoarece sunt două bride ce trebuiesc acționate.
Se consideră că C3 și C6 sunt la fel de importante, deci nu li se alocă ponderi.
Fig.3.7 Reperul Carcasă bazat și fixat
VERIFICAREA PRECIZIEI DE POZIȚIONARE, ORIENTARE A PIESEI
Verificarea preciziei de poziționare și orientare a piesei se face considerând că pe centrul de prelucrare setarea nulului se face față de placa de bază a DPM. În consecință erorile sunt calculate ca un cumul între erorile de bazare și cele datorită impreciziei de poziționare și orientare a modulelor de reazem față de placa de bază și a impreciziei de execuție a reazemelor. Precizia realizată prin simulare statistică (Monte Carlo) a numeroase scheme de poziționare și orientare a pieselor în DPM poate fi calculată cu programele din pachetul PG-DPM-SS (Precizia Geometrică a Dispozitivelor de Prindere Modulare prin Simulare Statistică).
Fig. 3.8. Capturi din programul PIESE PLANE – SB CU 3 placute late.exe pentru DPM1
În cazurile în care programele respective nu au capacitatea de a calcula erorile de poziționare și orientare se apelează la relațiile de calcul al erorilor de bazare din literatura de specialitate [TAC95, VAS82, PĂU97].
Pentru calculul erorilor de poziționare si orientare la cotele de 100±0,5mm, adâncimea găurilor 12 mm respectiv 60 mm se utilizează programul PIESE PLANE – SB CU 3 placute late.exe Setările și rezultatele sunt în figurile (13,14)pentru DPM1 respectiv (15,16) pentru DPM2.Erorile sunt raportate la erorile admisibile care se calculează cu relația: 𝜀𝑏𝑎𝑥=𝑇𝑥/2…3
Respectiv au următoarele valori: Ɛbr=0.02+TA =0.02+0.036=0.05 mm
Ɛbr=TR/2=0.1/2=0,05mm
Fig. 3.9. Capturi din programul PIESE PLANE – SB CU 3 placute late.exe pentru DPM1
Fig.3.10 . Capturi din programul PIESE PLANE – SB CU 3 placute late.exe pentru DPM1
În tabelul 3.5 erorile de bazare ale cotelor calculate cu modelul geometric prin simulare statistică sunt comparate cu erorile admisibile obținute prin împărțirea toleranței cotei curente (Tx) la 2.
Tabel 3.5. Erorile de poziționare și orientare
Deoarece toate erorile de poziționare și orientare a piesei sunt mai mici decât cele admisibile, variantele de DPM1 și DPM2 luate în studiu asigură precizia necesară realizării cotelor la operația de frezare a celor două canale de pană.Ca variantă finală se alege DPM1care asigură o precizie mai ridicată.
D.VERIFICAREA STABILITĂȚII PIESEI ÎN ETAPA DE INSTALARE ÎN DPM
Ciclul de instalare al carcasei în dispozitiv este:
Bridele de strângere fiind basculate, reperul orientată cu suprafața S11 spre placa de baza, apoi este adusă cu suprafetele S3 și S10 în contact cu suprafetele laterale ale placutelor de reazem.
Se basculează bridele de strângere perpendicular pe suprafata S12, este aplicată forța de strângere S prin bride. Deoarece forța cade în interiorul suprafeței delimitate de placutele de reazem si elementele suplimentare, reperul este stabilă.
E.DOCUMENTAREA PROIECTULUI
Documentarea proiectului constă în desenul de ansamblu (fig. 18) și opțional o vedere explodată, ambele create din modelul 3D al ansamblului. Dacă sunt condiții speciale cum ar fi cele legate de asamblarea și reglarea elementelor dispozitivului, acestea se trec pe desenul de ansamblu și în cazurile mai complicate într-o anexă.
3.2 PROIECTAREA SCULEI AȘCHIETOARE AFERENTE OPERAȚIEI 30, PRELUCRAREA GĂURILOR.
Pentru executia alezajului Ø 40+0.039 în prezentul proiect s-a proiectat scula așchietoare alezor cilindric de mașină.
În figura 3.3 este prezentat alezajul ce urmează a fi prelucrat prin alezare in vederea realizarii cotei cu toleranța +0.039 m și rugozitatea Ra= 3.2m.
În figura 3.11 se prezintă schița prelucrării prin alezare a alezajului Ø 40+0.039, realizată cu ajutorul unui alezor cilindric de mașină cu plăcuțe din carbură metalică si coadă tip mose. Se pot remarca parametrii ai regimului de așchiere t, reprezentănd adâncimea de așchiere si s, avensul de lucru pe care scula așchietoare îl excută și k, reprezentând unghiul de atac al alezoului.
A. Alegerea tipului de alezor utilizat pentru realizarea prelucrării aferente suprafeței S30.
Având în vedere dimensiunile alezajului de prelucrat, modul de acționare al sculei, natura materialului spus prelucrării se apreciază că tipul de alezor cel mai potrivit pentru a fi folosit este alezor cilindric de mașina cu ghidare cu placuțe din carburi metalice și coadă con Morse.
In Fig. 3.13 este prezentata schita alezorului ce urmează a fi folosit pentru prelucrarea alezajului de Ø 40+0.039, desenul de execuție fiind prezentat îndetaliat în anenxa 3
B. Calculul adaosului de prelucrare ce poate fi indepartat de alezor dintr-o trecere .
2t = m* Dz , (3.1)
unde m= 0.1 , z= 0.37
2t = 0.2 * 400.37 = 0.78 mm
3.3.3.Calculul regimului de așchiere aferent operației 30 la faza de alezare a alezajului de Ø 40+0.039.
B1. Adâncimea de așchiere t
t = (3.2)
t= = 0.19 mm
B2. Avansul de lucru
s= Cs * D0.5 (3.3)
s= 0.16*400.5 = 1.01
B3. Viteza de așchiere
Vp= (3.3.3)
Vp = = 9.51
B4. Calculul turației
n= (3.4)
n= = 75.71
Se adoptă n = 76
B5.Se recalculează viteza de așchiere
Vp= (3.3.5)
Vp= 9.55 9.51
C.Calculul parametrilor dinamici
C1.Suprafața așchiei rezultate
A= s*t (3.5)
A= 1.1 * 0.19 = 0.2 mm2
C2. Forța axială
Fxt=CF* txF * syF * HBn (3.6)
Fxt = 0.65*0.191.35*1.10.751500.75 = 2 daN
C3.Momentul de torsiune
Mt = CM * DzM * txM * HBn (3.7)
Mt= 1.85 * 40 * 0.190.95 * 1500.75 = 654.811 daN/cm
C4.Puterea efectiva de așchiere
Ne = (3.3.9)
Ne = =1.22 KW
D. Elemetele așchiei rezultate in urma așchierii alezajului
D1.Grosimea așchiei
a= * sin k (3.8)
a =0.032mm
D2.Numarul de dinți z = 2 + 1.5 * = 11.24 (3.9)
Se adoptă z = 10
D3.Lățimea așchiei
b= (3.10)
b = = 0.29 mm
D4.Lățimea așchiei pe dinte
q= a*b (3.11)
q = 0.032 * 0.29 = 0.0093 mm2
În vederea proiectării sculei așchietoaare, alezor din carbură metalică, se alege conul de atac ca având dimensiunile prezentate in figura 3.14.
Unghiul de degajare și asezare
Se adoptă= 20ᴼ (3.12)
Se adoptă = 10 ᴼ (3.13)
3.3 PROIECTAREA DISPOZITIVULUI DE VERIFICARE DE TIP CALIBRU TAMPON
Fig.3.14 Dispozitiv de verificare alezaje [ www 6 ]
In lucrarea curenta a fost proiectat un calibru tip tampon pentru verificarea alezajului Ø40+0.039
Conform STAS 8222/68 pentru treapta de precizie a alezajului IT 8 , z= 6 µm și y = 5 µm
Tnou = Dmin + z =40 + 0,006 = 40,006 mm (3.1)
Tuzat = Dmin – y =40 – 0,005 = 39,995 mm (3.2)
NT = Dmax = 40,039 mm (3.3)
Reprezentând diametrul parții nu trecetrece
Tnou = 40,006±0,002 mm (3.4)
Reprezentând diametrul parții trece nou.
Tuzat = 39,995 ±0,002 mm (3.5)
Reprezentând diametrul parții trece uzat.
Forma si dimensiuni conform STAS 2981/1-88
Desenul de executie al verificatorului tampon este prezentat îndetaliat in anexa 4.
Fig.3.15 Proiectarea calibrelor
Dimensiuni din STAS 2981/1-88
L= 158 mm, reprezentând lungimea toatală a calibrului ; (3.6)
d0 = 13 mm , reprezentând diametrul ; (3.7)
l = 50 mm , reprezentând lungimea totală capului verificator; (3.8)
l1 = 20 mm , reprezentând lungimea de verificare; (3.9)
e1 = 9 mm, reprezentând lungimea înainte de conicitate; (3.10)
C = 0,5 mm, reprezentând teșitura ; (3.11)
R = 4 mm , reprezentând raza . (3.12)
4.PRODUS SOFTWARE PENTRU CALCULUL TIMPULUI DE BAZĂ LA OPERAȚIILE INDICATE AFERENTE REPERULUI CARCASĂ
În acest proiect s-a urmarit dezvoltarea unui produs software, care poate fi utilizat pentru a calcula timpii de baza la operația 10, Frezare, la faza de frezare de degroșare și finisare respectiv operația 20, Burghiere.
Pentru realizarea produsului s-a folosit programul software Delphi 7. Fig 4.1.
Fig.4.1 Software Delphi 7
Utilizatorului care accesează produsul software pentru calculul timpului de bază la operațiile indicate mai sus , i s-a pus la dispoziție o interfață, deductivă, aceasta neavând un grad ridicat de utilizare, în concluzie , utilizatorul nu trbuie să detină informatii ridicate in vederea utilizării calculatorului.
4.1 Realizarea interfeței
Pentru a fi posibilă realizare interfeței , programul shoftware Delphi 7 , pune la dispoziția programatorului o gama variată de instrumente pe care acesta ulterior le foloseste pentru a realiza o noua aplicație.
În curenta lucrare , pentru realizarea interfeței s-au folosit instrumente de tip Button (Fig.4.2) , care ajuta utilizatorul să execute comenzi de intrare/iesire din program și să ruleze programul de calcul al timpior de bază.
Fig.4.2 Buton utilizat in produsul software
S-a mai folosit instrument de tip Label (Fig.4.3) , acestea folosindu-se pentru informarea utilizatorului și indrumarea acestuia catre pașii pe care trebuie să îi urmeze, iar cu ajutorul instrumentului Picture au fost inserate imagini pentru a face utilizarea cat mai ușor posibilă , ca exemplu, Fig 4.4 .
Fig 4.3 Label utilizat în produsul software
Fig. 4.4 Imagine utilizată în produsul software
4.2 Date de intrare și ieșire
Pentru utilizarea cat mai corecta a produsului software au fost introduse intrumente de tip Edit, (Fig 4.4) , în care utilizatorul v-a introduce datele de intrare, specificate de programator în label-urile alăturate ca în fig.4.5 iar pentru afisarea datelor de iesire au fost utilizate tot instrumente de tip edit, dar cu adaugarea de comanda utilizată numai pentru afisarea datelor, aceeasta interzicandu-i utilizatorului sa introducă date in editul respectiv.
Fig 4.4 Intrstument de tip Edit
Fig4.5 Exemplu edit cu label
Datele de intrare pentru utilizarea corecta a programului sunt prezentate complet în fig.4.6. Produsul software îi cere utilizatorului, pentru rezolvarea calculului timpilor de baza, să introduca date referitoare la lungimea de pătrundere a frezei, de iesire a frezei, numarul de treceri pe care acesta il dorește, avansul și turația sculei aschietoare aferente calcului regimului de aschiere calculat.
Fig.4.6 Date de intrare și iesire din produsul software
Pentru a fi posibil introducerea datelor și ulterior afisarea unui rezultat în spatele programului Delphi 7 au fost scrise linii de comenzi care pot vi vizualizate în Fig. 4.7.
Fig.4.7 Linii de program în Delphi 7
Înainte de a incepe lucru la produsul software pentru calculul timpilor de bază la operațiile indicate a fost construită o schema logică în vederea realizării cât mai corecte a produsului dezvoltat. În Anexa 6 este prezentată schema logică după care s-a realizat produsul software.
4.3 Exploatarea produsului software
Pentru utilizarea produsului software pentru calcul timpilor de bază la operație de frezeare și burghiere se va urma pașii indicați mai jos.
Pasul 1. Deschiderea programului și afisarea interfeței prezentate in fig 4.9. Utilizatorul ruleaza produsul software , acestuia afisându-se o interfață prietenoasă și ușor de utilizat.
Fig.4.9 Interfața produsului software
Pasul 2 . În caz ca s-a ales procedeul de aschiere prin frezare, acest pas prevede alegerea tipului de frezare și este prezentat in fig. 4.10. Utilizatorului i se pune la dipozitie pe lânga butoanele cu informații și imagi pentru o înțelegere mai usoară a produsului software.
Fig. 4.10 Afișarea și alegerea tipului de frezare.
Pasul 3 . După ce s-a ales tipul de frezare pe care utilizatorul doreste să il folosească produsul software va afisa fazele aferente frezării, de degroșare sau finisare. Daca acesta nu doreste să aleaga niciuna din fazele afisate, acesta are posibilitatea de a merge înapoi la alegerea tipului de frezare sau iesirea directă din soft. Acest pas este prevazut in fig. 4.11.
Fig.4.11 Afisarea fazelelor aferente frezării
Pasul 4. Afisarea ferestrei în care utilizatorul trebuie să introducă datele de intrare pentru ca produsul software să poată calcula timpul de baza pe operația dorită. Daca utilizatorul dorește sa calculeze alt timp de baza pentru același tip de frezare dar cu parametrii de intrare diferiți , acesta are posibilitatea de a sterge datele de intrare prin apăsarea butonului Delete și de a introduce noile valori. După calculul dimpului de bază, utilizatorului i se pune la dispoziție un buton cu ajutorul caruia poate merge în fereastra prezentată în fig 4.11 sau de a ieși din program.
În Fig. 4.12 se poate observa inclusiv instrumentul de tip EditBox, în care se va afișa timpul de bază.
Fig. 4.12 Introducea datelor de intrare și afisarea rezultatelor
Pasul 5. Prin accesarea butonului Alege alt procedeu utilizatorului i se afisează fereastra iniătială, fereastra în care sunt prezentate toate procedeele ce pot fi accesate ulterior a se calcula timpii de bază pentru ficare procedeun în parte. Fig. 4.9
Pasul 6. Accearea butonului de aferent procedeului de burghiere, lansează comanda în care este afisată fereastra care contine o imagine cu caracter informativ (fig.4.13) și două butoane , unul pentru alegerea altui tip de prelucrare și unul pentru calculul timpului de bază la procedeul de burghiere.
Fig.4.13 Interfață calcul timp de bază la burghire
Pasul 7. Prin acționarea butonului Calcul timpului de baza la burghiere se afisează o fereastră în care sunt afisate EditBox-urile în care trebuiesc introduse datele de intrase și ulterior afisarea rezultatului într-un EditBox în care utilizatorul nu poate introduce date. Tot în această freastra se regaseste butonul de Recalculează , (fig.4.14) buton care îi oferă posibilitatea utilizatorului să introduca alte date de intrare , în caz că dorește să calculeze timpul de baza pentru acelasi tip de procedeu dar cu specificații diferite. Ca și in celelate ferestre, exista un buton care oferă posibilitatea de a alege alt procedeu de prelucrare și un buton pentru închderea programului.
Fig.4.14 Interfața introducere date de intrare și afișare
Liniile de program pentru calclul timpului de bază la operația de burghiere sunt afisate in Fig. 4.15
Fig.4.15 Linii de program
Pasul 8 . Inchiderea programului se poate face din orice fereastra prin accesarea butonului Home si selectarea opțiunii Inchide program. [Fig.4.16]
Fig.4.16 Inchidere program
BIBLIOGRAFIE
[DRĂ 84] DRĂGHICI, G., Tehnologia construcției de mașini, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1984.
[DAL 90] DALE, C., Nitulescu, Th., Precupetu, P. Desen tehnic industrial pentru constructii de masini, Editura Tehnică, București, 1990.
[IVA 04] IVAN, N.V., Berce, P., Dragoi, M.V., ș.a., Sisteme CAD/CAPP/CAM. Teorie și practică. Editura Tehnică, București, 2004.
[IVA 80] IVAN, N.V., Tehnologia fabricării mașinilor, Reprografia Universitatii „Transilvania” din Brasov, 1980.
[MIN 96] MINCIU, C., ș.a., Scule așchietoare. Îndrumar de proiectare, vol.II, Editura Tehnică, București, 1996.
[OAN 08] OANCEA, Gh., Folea, M., Chicoș, L.A., Parv, L., Filip, Al., Lancea, C., Estimarea costurilor de prelucrare a produselor industriale, ISBN 978-973-598-243-0, Editura Universității Transilvania din Brașov, Brașov, 2008.
[PAU 11] PAUNESCU, T., Bulea, H., Paunescu, R., Dispozitive modulare. Modele matematice.,vol. I si vol.II, Editura Universitatii „Transilvania” din Brasov , 2011.
[PIC 76] PICOȘ, C., Tehnologia constructiei de masini, Editura didactica si pedagogica, Bucuresti, 1974.
[PIC 76] PICOȘ, C., Coman, Gh., s.a., Tehnologia constructiei de masini. Probleme. Editura didactica si pedagogica, Bucuresti, 1976.
[PIC 82] PICOȘ, C., s.a., Normarea tehnică pentru prelucrări prin așchiere, vol.I și II, Editura Tehnică, București, 1982.
[PIC 92] PICOȘ, C., ș.a., Proiectarea tehnologiilor de prelucrare mecanică prin așchiere, vol.I și II, Editura “Universitas”, Chișinău, 1992.
[SAU 77] SAUER, L., Ionescu, C., Scule pentru frezare, Editura Tehnica, București, 1977.
[SEC 79] SECARĂ,Gh., Proiectarea sculelor așchietoare, E.D.P. București, 1979.
[ȘTE 94] ȘTEȚIU, M., Lăzărescu, I., Oprean, C., Ștețiu, G., Teoria și practica sculelor așchietoare, vol. II, III, Editura Universității din Sibiu, 1994.
[VAS 82] VASII Roșculeț, S., Proiectarea dispozitivelor, E.D.P. București, 1982.
[VLA 85] VLASE, A., s.a. Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare și norme tehnice de timp, vol.I și II, Editura Tehnică, București, 1985.
[VLA 96] VLASE, A., Tehnologia construcției de mașini, Editura Tehnică, București, 1996.
[www 1]www.toolscout.de
[www 2] https://www.alfamm.ro/select_by_technology/grinding/Centerless%20Grinding%20Machines/paragon/RC%20Series/166/305/#593
[www 3] https://www.saarstahl.com/sag/en/products/index.shtml
[www 4] http://www.rasfoiesc.com/inginerie/tehnica-mecanica/TEHNOLOGIA-PRELUCRARII-ALEZAJE24.php
[www 5] http://www.carbochim.ro/fileadmin/user_upload/cataloage/PC_ROM_opt.pdf
[www 6 ] https://micron-tools.ro/calibre/287-calibru-tampon-dublu-neted-52.html
ANEXE
Anexa 1. Desenul de executie al reperului Carcasa
Anexa 2. Filele planului de operații in vederea realizarii procesului tehnologic al reperului Carcasa
Anexa 3. Desen executie al alezorului de masina
Anexa 4 .Desen executie verificator tip tampon Trece/Nu Trece
Anexa 5. Desen de ansamblu al dispozitivului de orientare si fixare pentru operația 30, Prelucrarea găurilor
Anexa 6. Schema logica a produsului software pentru calculul timpului de baza
Anexa 1. Desenul de executie al reperului Carcasa
Anexa 3. Desen executie al alezorului de masina
Anexa 4 Desene executie tampon trece si maner.
Anexa 5.Desen ansamblu al dispozitivului pentru orientarea si fixarea operației 30, Prelucrarea găurilor.
Anexa 6. Schema logica a produsului software pentru calculul timpului de baza
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: STUDIUL ȘI PROIECTAREA TEHNOLOGIEI OPTIME DE PRELUCRARE A REPERULUI DE TIP CARCASA [305781] (ID: 305781)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.