Proiect Diploma S.c M [309688]

Departamentul Ingineria fabricației

PROIECT DE DIPLOMĂ

Conducător științific:

Prof. dr. ing. Anișor Nedelcu

Conf. dr. ing. Mihaela Urdea

Absolvent: [anonimizat]-Marian Șerban

BRAȘOV, 2019

[anonimizat]-se un înalt grad de flexibilitate tehnologică.

Student: [anonimizat]: Tehnologia Construcțiilor de Mașini

grupa 2LF152

Conducător științific: Prof. dr. ing. Anișor Nedelcu

Conf. dr. ing. Mihaela Urdea

Problemele principale tratate:

Studiul realizărilor în domeniul temei

Tehnologia flexibilă de prelucrare mecanică prin așchiere a piesei date

Proiectarea echipamentului tehnologic pentru operațiile indicate

Mijloace de analiză și evidențiere a sistemelor de fabricație

Concluzii

Aspecte particulare:

Desene de ansamblu și subansamblu ale echipamentelor proiectate

Filmul operațiilor

Desene reieșite din studiul realizat. (desene, [anonimizat], etc.)

Introducere

De-a [anonimizat]-o [anonimizat] a celor bine cunoscute noțiuni de către inginerii tehnologi.

[anonimizat]-a pus problema asupra materiei prime si a semifabricatelor, pentru ca suprafetele necesare a [anonimizat].

În literatura de specialitate se deosebesc trei tipuri principale de producție: individuală, de serie și de masă. În lucrarea de față se va trata tehnologia de fabricare pentru o producție de 10.000 bucăți/an, [anonimizat] 1 : Studiul realizărilor în domeniul temei

Tehnologii de finisare prin deformarea plastică a stratului superficial

Introducere

O varietate de procedee sunt disponibile pentru îmbunătățirea rezistenței la oboseală. Aceste procedee sunt parțial termice și parțial mecanice.

[anonimizat], etc.

[anonimizat].

Rularea la rece este procesul cel mai potrivit pentru a îmbunătăți rezistența la oboseală a pieselor solicitate dinamic.

Rularea la rece plasticizează stratul superficial al materialului și formează microstructuri la suprafata piesei.

[anonimizat]-un proces de așchiere adecvat (strunjire, găurire, alezare, etc.). [anonimizat].

Forța de rulare se bazează pe 3 efecte fizice:

– Implementarea eforturilor reziduale compresive;

– Creșterea rezistentei materialului piesei în stratul superficial;

– Netezirea suprafeței ce duce la eliminarea microneregularităților;

[anonimizat] :

+ Efectul roluirii pe o adâncime mai mare a stratului superficial;

+ Eficiența ridicată prin aplicarea procedeului de rulare în aceeași prindere cu procedeul anterior rulării;

+ Ușor de reprodus.

Comparatie cu alte procedee

Rularea la rece versus sablarea cu alice metalice : [anonimizat].

[anonimizat]-un mod foarte diferit. Granulele de oțel sau sticlă lovesc suprafața piesei în timpul procesului de sablare (fig 1.1). Cantitatea de energie și, prin urmare, forța disponibilă pentru a forma duritatea piesei depind de masa, viteza și direcția unghiulară a loviturii.

Rularea adâncă (a) versus sablarea cu alice metalice (b). (fig. 1.1)

Acesti trei parametri sunt influențati de mulți alți parametri ca de presiunea aerului, forma duzei, distanța de la duză la piesa de prelucrat, elasticitatea materialului de prelucrat, etc. Obținerea aceleiași calități a suprafeței prin sablare cu alice metalice este foarte dificilă.

Fig. 1.1

Mișcări. Procesul de rulare

Una sau trei role profilate sunt direcționate exact pe raza de racordare. Ele sunt pozitionate în diagonală, în conformitate cu fig. 1.2, astfel încât forța de rulare F este orientată pentru zona în care cel mai mare efort la oboseală al materialului este de așteptat. Rola poate oscila, astfel încât înclinarea ei sa fie automat reglată pentru a fi perpendiculară pe întreaga porțiune a razei de racordare.

Fig. 1.2

Fig. 1.3

Procedeul se poate aplica și pentru prelucrarea suprafețelor cilindrice unde pe langa mișcarea de rotație a rolei se aplică și o mișcare de avans longitudinal. Rola (sau rolele) pot fi acționate mecanic sau hidraulic (preferabil).

Folosind o sculă “ballpoint” acționată hidraulic se pot rula și suprafețe curbe , de diferite forme și dimensiuni.

Forma sferică a sculei și miscarea în diferite direcții a ei permite schimbarea direcției de avans cu angajarea totală a sculei.

Deformarea materialului

Fig. 1.4

În prima faza a avansului radial, rola oscilează pentru a se poziționa perpendicular pe suprafața piesei. Forța de rulare se concentrează în zona cea mai critică a razei de racordare. Materialul din fața rolei se deplasează în faza de creștere a forței de apăsare F. Deplasarea volumului de material formează o umflătură, o bombare în ambele fețe ale rolei.

Fig. 1.5

Rularea cu avans longitudinal are loc similar. (fig. 1.5). Materialul din stratul superficial curge predominant în cruce în direcția de deplasare a rolei. De asemenea se formează bombări ale materialului în timpul rulării. Datorită creșterii lente a forței de rulare la începutul prelucrarii, bombarea materialului se aplatizează în mare măsură și astfel nu are nici o influentă asupra preciziei de prelucrare. Avansul sculei este ales mai mic decât lățimea traiectoriei rolei ceea ce duce la o foarte bună acoperire a suprafeței piesei.

Selecția metodei potrivite depinde de mărimea și forma conturului piesei. Pentru raze de racordare mai mici de 2,5 mm, se utilizează metoda cu avans radial, iar pentru raze cuprinse între 2,5 si 5 mm se pot utiliza ambele metode de rulare. Pentru raze mai mari de 5 mm se alege metoda cu avans longitudinal.

Avantajele utilizării sculei “ballpoint” sunt: siguranța procesului prin controlul continuu al forței de rulare, tranziție ușoară a forței de rulare la creșterea și descreșterea presiunii, aplicarea locală a forței de rulare în puncte critice, pătrundere adâncă a eforturilor de compresiune, acoperire mai mare de 100% a suprafeței de prelucrat, larg câmp de aplicații.

Prelucrarea de finisare prin procedeul de rulare la rece

Fig. 1.6

Finisarea prin rulare este un proces de prelucrare la rece, care produce o buna calitate a suprafeței prin mișcarea planetară a unor role călite pe suprafețe strunjite sau găurite . În procesul de rulare, presiunea generată de role depășește punctul de curgere al materialului piesei, la punctul de contact, având ca rezultat o deformare plastică mică la suprafața piesei de prelucrat. Întrucât toate suprafețele prelucrate constau dintr-o serie de vârfuri și văi de înălțime și distanțe neregulate, deformare plastică creeată de role este o deplasare de material din vârfuri către văi. Rezultatul este o suprafață ca oglinda cu o mare rezistență la uzura și coroziune.

CAPITOLUL 2 : Tehnologia flexibilă de prelucrare mecanică prin așchiere a piesei date

2.1. Tehnologii flexibile de prelucrare

Procedeele de prelucrare folosite în cadrul unei tehnologii de obținere a reperului flanșă, în domeniul construcțiilor de mașini sunt :

Prelucrări prin așchiere;

Prelucrări prin deformații plastice la rece;

Prelucrări prin metode/tehnologii neconvenționale.

Prelucrările de obținere a pieselor prin înlăturare de material sub formă de așchii poartă numele de prelucrări prin așchiere.

Prelucrările prin așchiere folosite pentru a fabrica reperul flanșă într-o serie medie/de masă 10.000 buc/an, sunt : strunjire, frezare, broșare (în acest caz fară ca broșa să aibă dinți pentru deformare superficială sau tasare), burghiere, lărgire, adâncire, alezare, filetare sau tarodare, etc.

Prelucrările prin deformare plastică la rece sunt realizate prin aplicarea unor forțe exterioare deformatoare care nu trec de treapta plastică, adică nu ajung la fisurare și eventual rupere.

Prin deformare plastică la rece se poate realiza, în cazul piesei de față, prelucrări de felul următor : prin broșare de tasare este utilizată în vederea obținerii unei suprafețe cilindrice interioară netedă și cu stratul superficial ecruisat, ceea ce durifică, adică contribuie la mărirea rezistenței la uzură a pieselor din diverse materiale tenace. Studiul prezent nu este pus în practică, ci este integral teoretic la acest moment. Bineînțeles că noțiunile teoretice au aplicație în realitate, deci se poate efectua diverse procedee ce au scopul de a pune în practică și a testa empiric noțiunile și relațiile de calcul relatate din experiențele unor cercetări de caz.

Metodele de obținere a suprafețelor s-au dezvoltat și în afara principalelor tipuri de prelucrări, cea prin așchiere sau prin deformare la rece, astfel apărând noi tehnologii de prelucrare neconvenționale care prezintă avantaje și dezavantaje privind natura materialului, precum și

Discuri sau tehnologie de grup, pentru a obține reperul flanșă într-o serie medie/de masă 10.000 buc/an,

2.2. Analiza condițiilor tehnice impuse reperului dat

Condiții tehnice:

Înclinații de turnare;

Razele de turnare necotate 2…5mm;

Piesa va fi complet curățată de miezuri, pământ, armături, bavuri etc;

Suprafețele exterioare ale piesei să fie netede si curate;

Nu se admit goluri, sufluri, retasuri sau alte defecte de turnare;

Cotele libere clasa mijlocie STAS 2300-75.

Semifabricatul turnat respectă înclinațiile de turnare potrivit tehnologiei de turnare stabilite. Înclinatiile de turnare ale reperului studiat sunt indicate în următorul tabel:

Tabel 2.1

[poza tabel Standard de inclinatii de turnare – Anexa 7]

Razele de turnare ale reperului studiat sunt indicate în următorul tabel:

Tabel 2.2

[poza tabel Standard de raze de turnare – Anexa 7]

Piesa turnată trebuie să fie curățată de miezuri, pământ, armături, bavuri etc, rămase în urma procesului de turnare înainte de a intra în fluxul tehnologic de prelucrări.

Suprafețele exterioare ale piesei să fie netede si curate pentru o bună observare a eventualelor erori de turnare ce ar rebuta piesa.

Semifabricatele turnate nu se admit având goluri, sufluri, retasuri sau alte defecte de turnare, pentru a nu se prelucra un semifabricat rebutat din turnare.

Cotele libere se tolerează conform clasei mijlocii STAS 2300-75 conform cu tabelul 2.3.

Tabel 2.3

[tabel toleranțe extras STAS 2300-75]

2.2.1. Identificarea suprafetelor

2.2.2. Analiza constrangerilor geometrice

In figura de mai jos este reprezentata sectiunea principala a reperului flansa, unde sunt afisate constrangerile geometrice pe care este obligatoriu sa se respecte in vederea prelucrarii in conditiile date. In continuare se urmareste succesiunea din punct de vedere al constrangerilor geometrice.

Se realizeaza mai întâi suprafața indicata cu E și apoi suprafața tolerată cu concentricitatea 0.025mm fata de E.

Se realizeaza mai întâi suprafața plană indicata cu D si apoi suprafața tolerata cu paralelism 0.040mm fata de D.

Suprafața plană D este realizata dintr-o operatie anterioara celei de strunjire frontala cu paralelism 0.040mm intre suprafetele frontale.

2.2.3. Analiza constrângerilor tehnologice

În vederea prelucrarii filetelor celor 6 găuri înfundate, pentru a se putea prelucra filetul interior este necesar a se prelucra mai întâi degajarea de la finalul filetului și apoi prelucrarea propriu-zisă a filetului. Aceaste filete din găuri înfundate pot fi obținute și prin frezare prin interpolare, folosind o freză profilată având profilul, golului de îndepărtat din semifabricat, materializat pe tăișul frezei.

2.3. Stabilirea semifabricatului

Materialul semifabricatului turnat este fonta EN-GJL-HB195 SR EN 1561: 1999 (Fc 200 STAS 568-82).

2.3.1. Fonte

Fontele sunt aliaje fier-carbon, in care conținutul de carbon este cuprins între 2,11% C și 6,67% C (practic fontele se elaborează cu un conținut de carbon între 3,5 și 4%).

Deși există categorii de fonte caracterizate de o plasticitate ridicată (care permite deformarea lor plastică) fonta este utilizată, cu precădere, pentru piese turnate. Simplitatea procedeului de obținere a pieselor turnate permite obținerea unor economii care nu se

realizează prin aplicarea celorlalte metode de construcție mecanică, economii datorate următoarelor avantaje:

– posibilitatea de a combina un anumit număr de organe individuale într-o singură piesă;

– libertatea trasajului, care permite obținerea imediată a piesei în forma sa definitivă, cu costuri minime de prelucrare;

– prețul relativ scăzut al modelelor ;

– contracția la solidificare mică ( 0 – 1,9% față de 4 – 6% pentru oțel și aliaje neferoase);

– domeniul larg de caracteristici mecanice;

– proprietăți speciale; capacitate mare de amortizare a vibrațiilor, rezistență sporită la uzură și gripare, sensibilitate redusă la crestături, rezistență la compresiune mult mai mare decât rezistența la tracțiune, rezistență la șoc termic etc.

Fontele se clasifică în două mari categorii:

fonte brute sau fontele de primă fuziune (fonte de afinare, adică cele din care se fabrică oțelul);

fonte de a doua fuziune sau fonte de turnătorie (turnate în piese).

Fonte de a doua fuziune sau fonte de turnătorie (turnate în piese)

Fontele de a doua fuziune sunt simbolizate conform stasurilor românești după cum urmează: Fonte cenușii cu grafit lamelar (obișnuite sau modificate) sunt prevăzute în standardul român, adoptat după standardul european, SR EN 1561: 1999 (tabelul 1.1). Fontele cenușii cu grafit lamelar sunt caracterizate fie prin rezistența la tracțiune pe probe turnate separate sau atașate la piese, fie prin duritatea Brinell pe suprafața piesei turnate. Au rezistenta mecanica și duritatea Brinell indicate în tabelul 1.1. [www]

Proprietățile fontelor sunt influențate de grosimea de perete a piesei care se toarnă. Rezistența la tracțiune și duritatea Brinell scad cu creșterea grosimii de perete.

Proprietățile fontelor se corelează cu masa metalică, dimensiunile și forma grafitului. Fonta de rezistență minimă 100 N/mm2 are masa metalică feritică și separări grosiere de grafit. Creșterea rezistenței minime peste 200 N/mm2 este asigurată de masa perlitică și separări fine de grafit. Rezistențe peste 300 N/mm2 se obțin prin modificare. [www]

Tab.2.3.1

Semifabricatul turnat din fig. 2.3.1 are urmatoarele conditii tehnice:

Condiții tehnice:

Înclinații de turnare

Piesa va fi complet curățată de miezuri, pamant, armaturi, bavuri etc.

Suprafetele exterioare ale piesei sa fie netede si curate

Nu se admit goluri, sufluri, retasuri sau alte defecte de turnare

2.3.2. Semifabricatul turnat

Fig. 3.1.1 Forma si dimensiunile semifabricatului turnat din fonta EN-GJL-HB195 SR EN 1561: 1999 (Fc 200 STAS 568-82)

Fig. 2.3.1 Semifabricatul turnat

2.4. Proiectarea variantei tehnologice optime

2.4.1. Elaborarea grafului tehnologic

In vederea realizarii grafului tehnologic, s-a realizat urmatorul tabel 4.2.1 avand alternative de prelucrari prezentate in tabelul 2.4.1.

Tabel 2.4.1

Metodele alternative sunt enumerate in tabelul 2.4.2.

Tabel 2.4.2

2.4.2. Determinarea variantei tehnologice optime utilizând programarea matematică în variabile bivalente

In urma tabelului (2.4.1 si 2.4.2) se obtine urmatorul graf tehnologic prezentat in fig 2.4.1:

Fig. 2.4.1 Graf tehnologic primar

X2+X3=1

X4+X5=1

Fig. 2.4.2 Graf tehnologic secundar

2.4.3. Stabilirea operațiilor / fazelor și a mașinilor-unelte și S.D.V.-urilor necesare

2.5. Proiectarea parametrilor tehnologici principali

2.5.1. Calculul adaosurilor de prelucrare și al dimensiunilor intermediare

2.5.2. Calculul regimurilor de așchiere prin metoda clasica și cea a programării matematice

OPTIMIZAREA REGIMURILOR DE AȘCHIERE PRIN PROGRAMARE MATEMATICĂ

Parametrii regimurilor de așchiere sunt:

v [m/min] – viteza de așchiere;

n [rot/min] – turatia;

t [mm] – adâncimea de așchiere;

s [mm/rot] – avansul.

Fig. 2.5.1 Schema cinematica de principiu la prelucrarea prin burghiere.

Functia de optimizare: minimul timpului baza de masina

tb =

Restrictia puterii (Pmu=0,8 kW)

Restricția impusă de rezistența sculei

Restricția impusă de stabilitatea sculei

Restricția încărcării maxime admise a mecanismului de avans

Restricțiile aferente cinematicii mașinii:

Restricția avans admisibil

Restricția viteză admisibilă

Cu substitutiile: , ,

obtinem:

Functia de optimizare este:

(d1)

(d2)

(d3)

(d4)

(d5)

(d6)

(d7)

(d8)

(d9)

(d10)

;

Inlocuind in relatia dreptei (d1), se obtine:

Inlocuind in relatia dreptei (d1), se obtine

Se verifica functia de optimizare:

Grafic poligonul solutiilor se reprezinta astfel, fig 2.5.2.

Fig. 2.5.2 Graficul modelului matematic.

In tabelul urmator sunt date de aschiere preluate din aplicatia Toolscout: [TS.de]

Tabelul 2.5.3

Operatia 10: Strunjire1

Operatia 20: Strunjire2

Operatia 30: Frezare

Operatia 40: Brosare

,[poza BROSA: TAS-01 anexa proiectare scula]

Operatia 50: Frezare, Burghiere, Largire, Alezare, Filetare.

,[poza SCULA COMBINATA – Burghiu + Adancitor: SC-01 anexa proiectare scula aschietoare]

2.5.3. Calculul normelor tehnice de timp

Pentru Op.10 strunjire:

Determinarea timpului de bază la strunjire:

∙1 = 3.066 min

Timpi de pregatire-încheiere pentru strung paralel și frontal: [PIC 92 -tab.5.65]

Timpi ajutători pentru prinderea și desprinderea pieselor în universalul autocentrant pe strung paralel și frontal: [PIC 92 -tab.5.68]

Timpi ajutători pentru comanda mașinii, montarea și demontarea sculelor la strung paralel, frontal, revolver, carusel [PIC 92 -tab.5.73]

Timpi ajutători pentru complexe de mânuiri legate de faza la strung paralel:

[PIC 92 -tab.5.47]

Timpi ajutători pentru măsuratori de control: [PIC 92 -tab.5.78]

Timpi de deservire tehnică si organizatorică și în procente (%) din :

[PIC 92 -tab.5.79]

=

=

Timpi de odihnă și necesitați fiziologice : [PIC 92 -tab.5.80]

=

= ≈ min

Tabel 5.3.1

2.6. Elaborarea programului de conducere numerică în vederea prelucrării unui complex de suprafețe pe MUCN

Pentru secvente din Op. 50 Gaurire

%

Ogaurire_17v5

N5 G90 G40 G80 G17

N10 M6 T1

N15 M3 S800

N20 G0 G90 G43 Z12.

N25 X38.086 Y-75.99

N30 G0 Z3.

N35 G1 X38.086 Y-75.99 Z-63.258 F400.

N40 G0 Z3.

N45 X-46.766 Y-70.979

N50 G1 Z-63.258 F400.

N55 G0 Z3.

N60 X-84.852 Y5.011

N65 G1 Z-63.258 F400.

N70 G0 Z3.

N75 X-38.086 Y75.99

N80 G1 Z-63.258 F400.

N85 G0 Z3.

N90 X46.766 Y70.979

N95 G1 Z-63.258 F400.

N100 G0 Z3.

N105 X84.852 Y-5.011

N110 G1 Z-63.258 F400.

N115 G0 Z3.

N120 Z12.

N125 M5

N130 G91 G28 Z0.

N135 G91 G28 X0. Y0. A0. B0. C0.

N140 G90

N145 M30

%

%

Oop050-gaurire

N5 G90 G40 G80 G17

N10 M6 T5

N15 M3 S3950

N20 G0 G90 G43 Z5.

N25 X38.086 Y-75.99

N30 G0 Z2.

N35 G1 X38.086 Y-75.99 Z-3.464 F31.

N40 G4 X2.

N45 G0 Z2.

N50 X-5.011 Y-84.852

N55 G1 Z-3.464 F31.

N60 G4 X2.

N65 G0 Z2.

N70 X-46.766 Y-70.979

N75 G1 Z-3.464 F31.

N80 G4 X2.

N85 G0 Z2.

N90 X-84.852 Y5.011

N95 G1 Z-3.464 F31.

N100 G4 X2.

N105 G0 Z2.

N110 X-38.086 Y75.99

N115 G1 Z-3.464 F31.

N120 G4 X2.

N125 G0 Z2.

N130 X5.011 Y84.852

N135 G1 Z-3.464 F31.

N140 G4 X2.

N145 G0 Z2.

N150 X46.766 Y70.979

N155 G1 Z-3.464 F31.

N160 G4 X2.

N165 G0 Z2.

N170 X84.852 Y-5.011

N175 G1 Z-3.464 F31.

N180 G4 X2.

N185 G0 Z2.

N190 Z5.

N195 M5

N200 G91 G28 Z0. C0

N205 G90 X0. Y0. A0. B0.

N210 G90 X0. Y0. A0. B0.

N215 M3 S100

N220 X38.086 Y-75.99

N225 Z2.

N230 G0 G90 Z3.

N235 G1 X38.086 Y-75.99 Z-58. F40.

N240 M5

N245 G4 X2.

N250 G1 X38.086 Z3.

N255 M3

N260 G0 X-46.766 Y-70.979

N265 G1 Z-58. F40.

N270 M5

N275 G4 X2.

N280 G1 X-46.766 Z3.

N285 M3

N290 G0 X-84.852 Y5.011

N295 G1 Z-58. F40.

N300 M5

N305 G4 X2.

N310 G1 X-84.852 Z3.

N315 M3

N320 G0 X-38.086 Y75.99

N325 G1 Z-58. F40.

N330 M5

N335 G4 X2.

N340 G1 X-38.086 Z3.

N345 M3

N350 G0 X46.766 Y70.979

N355 G1 Z-58. F40.

N360 M5

N365 G4 X2.

N370 G1 X46.766 Z3.

N375 M3

N380 G0 X84.852 Y-5.011

N385 G1 Z-58. F40.

N390 M5

N395 G4 X2.

N400 G1 X84.852 Z3.

N405 M3

N410 M5

N415 G91 G28 Z0.

N420 G91 G28 X0. Y0. A0. B0. C0.

N425 G90

N430 M30

%

CAPITOLUL 3 : Proiectarea echipamentului tehnologic pentru operațiile indicate

Proiectarea dispozitivului modular

TEMA DE PROIECTARE

Să se proiecteze un dispozitiv pe baza setului modular IFBV-M12-v3 pentru semifabricatul Flansa (Fc 200) desenul de mai jos, la prelucrarea prin așchiere a suprafețelor marcate, pe mașina unealtă centrul de prelucrare vertical Maco Vertical Machining Center LV-1685 în condițiile unei producții de 500 buc/an, în loturi de 150-200 buc

Desenul de execuție al piesei Flansa este în fișierul desen exec. piesa Flansa.idw, iar modelul 3D Flansa.ipt, ambele compatibile cu orice versiune Autodesk Inventor 2012 și ulterioare.

Piesei din fig. 1 i se așchiază pe centrul de prelucrare vertical Maco Vertical Machining Center LV-1685:

Gaurile cu dimensiunile Ø20×55, STAS 575 (în fig.1);

Gaurile cu dimensiunile Ø17.50×58, STAS 6371-73 (în fig.1);

Proiectul va conține:

memoriul justificativ în format electronic scris în Word 2012 sau ulterior;

fișierele dispozitivului proiectat în Autodesk Inventor 12 sau ulterior, într-un folder cu numele piesei pentru care s-a proiectat dispozitivul, pentru portabilitate folderul trebuie să conțină și toate fișierele modulelor utilizate;

desenul de ansamblu al dispozitivului creat tot cu Autodesk Inventor 12 sau ulterior, într-un format STAS, cu indicator, tabel de componentă, numerotarea modulelor și dimensiuni de gabarit.

opțional vederea explodată a DPM, creată cu Autodesk Inventor 12 sau ulterior, într-un format STAS.

Fig.1. Desenul de execuție al piesei Flansa.

CULEGEREA ȘI PRELUCRAREA DATELOR

Caracteristicile semifabricatului: material EN-GJL-200 = Fc 200, Masa piesei: 101,8 kg. Suprafetele functionale ale flansei sunt prezentate în(fig. 4), anterior operației de burghiere a găurilor, piesa a fost prelucrată anterior operatiei de găurire prin strunjire, frezare, brosare (fig. 1),cu rugozitățile 1,6 , 3,2 , 6,3 , respectiv 12,5 pe restul suprafețelor la cotele din (fig. 1).

Masa piesei este de 101,8 kg . Determinarea masei în Inventor: Model > Flansa> iProperties… > în fereastra de dialog iProperties > tab-ul Physical este ales materialul etc. sunt afișate: densitatea, masa, volumul, coordonatele centrului de greutate, proprietățile inerțiale. (fig.2)

Fig. 2. Fereastra de dialog iProperties

Caracteristicile MU: centrul de prelucrare vertical Maco Vertical Machining Center LV-1685 (fig.3).

Fig. 3. Extras din cartea tehnică a centrului de prelucrare Maco Vertical Machining Center LV-1685

Identificarea suprafetelor

Fig.4 Suprafețele principale

PROIECTAREA CONCEPTUALĂ A SUBSISTEMELOR DE POZIȚIONARE, ORIENTARE ȘI STRÂNGERE

PROIECTAREA CONCEPTUALĂ A SCHEMELOR DE BAZARE

3.1.1. 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 1. CGD pentru piesa Flansa

3.1.2. 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.5.

Fig. 5. Sistemul de referință și suprafețele funcționale ale flansei.

Tabel 2. Gradele de libertate anulate pentru piesa Flansa

Deci trebuie realizată o schemă de bazare completă (piesei i se anulează toate gradele de libertate). Schema de bazare fig. 6 pagina urmatoare.

3.1.3. 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 6 grade de libertate, teoretic, cele 6 GL ar putea fi preluate în mai multe moduri:

Prin utilizarea unei baze de așezare (tz, rx, ry) suprafața , centrare pe o suprafață cilindrică (tx, ty) și anularea rz prin sprijinirea laterală pe suprafața 11.

Prin utilizarea unei baze de așezare (tz, rx, ry), centrare pe o suprafață cilindrică (tx, ty) și anularea rz prin sprijinirea pe una din suprafețele canalelor de pană suprafetele 14, 15.

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.

Având în vedere limitările impuse de setul modular IFBv-v3 și că prelucrările se fac pe un centru de prelucrate cu axa verticală ambele variante de anulare GL sunt realizabile.

Se alege primul mod pentru ca BPO să fie mai accesibil în vederea asezării semifabricatului respectiv scoaterea piesei din dispozitiv.

3.2. 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 așchierea găurilor dispuse echidistant suprafața: 20 se utilizează un burghiu de diametru 17,5mm (fig. 7) iar pentru al doilea tip de găuri dispuse echidistant suprafața: 19 se utilizează un burghiu de diametru 20mm (fig. 7). Solicitările generate la burghierea celor două tipuri de găuri sunt foarte apropiate, cu un grad de intensitate relativ scăzut și în consecință nu se iau în considerare la proiectarea subsistemului de strângere.

Fig. 7. Solicitările piesei în timpul așchierii celor două canale.

În fig. 7a, au fost reprezentate momentele de așchiere M1a, M2a, iar în fig.7b au fost reprezentate componentele axiale F1a și F2a care acționează pe direcția axei Z, precum și momentele de așchiere M1a, M2a, care solicită piesa funcție de deplasarea burghiului față de piesă: – pe traiectoriile 1 și 2 componentele(F1a, F2a) au tendința de a apăsa piesa pe direcția -Z spre placa de bază, iar momentele de așchiere (M1a, M2a) au tendința de a roti piesa în jurul axei Z;

Alegerea suprafețelor de strângere: pentru materializarea bazelor de așezare (24 și 26) piesa trebuie strânsă pe direcția –Z. Suprafețele posibile sunt suprafețele plane: 1, 6, 7.

Se conturează două scheme de strângere schițate în fig. 8:

schema de strângere 1 (SS1) care aplică două forțe S1, S2 pe suprafața 7 (fig. 8a);

schema de strângere 2 (SS2) care aplică trei forțe S1,S2,S3 pe suprafața 7 (fig.8b);

Fig. 8. Scheme de strângere aplicate piesei Flansa.

3.3. 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;

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.

4.1. ALEGEREA MODULELOR DE REAZEM PENTRU SUPRAFEȚELE CILINDRICE INTERIOARE

Baza de așezare materializată de suprafețele 7, 26 (fig.6) este prelucrată anterior prin strunjire plană respectiv strunjire cilindrică interioară, este rigidă și în consecință pot fi utilizate elemente de bazare tip reazem cilindric pentru înălțimi mici.

În figura 9 se bazeaza pe suprafața 7 cilindrică interioară și pe suprafața plană 26, două module de reazem 6363-12-003-3 dispuse simetric față de axa Y

Fig. 9. Variante de module de reazem utilizabile pentru baza de așezare.

4.2. ALEGEREA MODULELOR DE REAZEM PENTRU SPRIJINIRE

Pentru SS1 și SS2 modulul 6363-12-003-3 poate fi folosit pentru capabilitatea de a asigura rezemarea pe suprafata cilindrică exterioară a modulului de reazem. (fig.10)

Suprafata 26 este sprijinită prin cele 2 module de reazem folosite anterior si un reazem 6363-12-003-3 pentru a se asigura așezarea în trei puncte.

Fig. 10. Modul de sprijin lateral

4.4. ALEGEREA MODULELOR DE STRÂNGERE

În subcapitolul 3.2 s-au propus două concepte ale subsistemului de strângere (fig. 8), toate au în comun aplicarea unor forțe verticale pe suprafetele plane 1 sau 6 sau 7. Se alege a se strânge asupra suprafetei 7 pentru că este avantajoasă pozitionarea modulelor de bride în exterior.

Fig. 11. Sistemul de destrângere cu bridă

Sunt posibile două soluții: a-strângerea prin intermediul a două bride acționate de un mecanism șurub-piuliță (7110N-12-1), b-strângerea cu trei bride (2x 7110N-12-1 + 7110M-12-1) (fig. 10), soluție care necesită un timp de acționare mai mare deoarece forțele aplicate trebuie să fie aproximativ egale. Prima soluție este mai productivă și mai simplă decât a doua.

Pentru SS1 se utilizează două blocuri de bride 2x 7110N-12-1 iar pentru SS2 trei blocuri de bride modul 2x 7110N-12-1 + 7110M-12-1 după cum s-a argumentat mai sus.

4.5. 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. Structura configurativă DPM.

Componentele SB:

Componentele SS:

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 (piesa 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 piesa 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 piesa 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.

Din punct de vedere a stabilității piesei cel mai sigur este DPM1.

Aprecieri calitative asupra variantelor de DPM pe baza C6- Ușurința cu care se instalează, dezinstalează piesa în DPM.

Piesa are o masă MARE 101,8kg și poate fi plasată și scoasă cu ajutorul unui aparat de manipulat din DPM. DPM2 este mai aerisite și permite o ușoară instalare a piesei.

Se consideră că C3 și C6 sunt la fel de importante, deci nu li se alocă ponderi.

Se fac verificările ale DPM1 (fig.12)

Fig. 12. DPM1

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). 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 Ø170±0,1mm, se utilizează programul SB CU 2 REAZEME CILINDRICE PT SEMIFABR CILINDRIC.exe pentru DPM1. Setările și rezultatele sunt în figura 13 pentru DPM1. Erorile sunt raportate la erorile admisibile care se calculează cu relația: 𝜀𝑏𝑎𝑥=𝑇𝑥/2…3 (2)

Fig. 13. Capturi din programul PIESE CILINDRICE – SB CU 2 REAZEME CILINDRICE PT SEMIFABR CILINDRIC.exe pentru DPM1

În tabelul 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. Pentru cota de Ø170±0,1mm eroarea de bazare εbaØ170 nu se poate determina cu modelul geometric prin simulare statistică ea fiind dată de toleranța cotei Ø170±0,1 => T170=0,2 mm și este: εa=εaØ170=T170/2=0,2/2=0,1 mm.

Tabel 5. Erorile de poziționare și orientare

Deoarece toate erorile de poziționare și orientare a piesei sunt mai mici decât cele admisibile, varianta de DPM1 luată în studiu asigură precizia necesară realizării cotelor la operația de găurire.

DOCUMENTAREA PROIECTULUI

Documentarea proiectului constă în desenul de ansamblu (fig. 14) 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.

Fig. 14. Desenul de ansamblu al DPM pentru Flansa.

Bibliografie

[BUZ70]. Buzdugan Gh. (1970) Rezistența materialelor. Ed. Tehnică, București.

[PIC92] Picoș C. șa. (1992) Proiectarea tehnologiilor de prelucrare mecanică prin așchiere. Vol.1. Ed.

Universitas, Chișinău.

[PAU14] Păunescu T ș.a. (2014). Proiectarea asistată a dispozitivelor modulare. Ed. Universității

Transilvania din Brașov. ISSN-978-606-19-0415-0.

[PUG91] Pugh, S. (1991) Total design: integrated methods for successful product engineering. Addison-

Wesley Pub.

Proiectarea sculelor așchietoare

Proiectarea verificatoarelor

3.3.1. Principiul controlului pieselor cu ajutorul calibrelor.

La asamblarea a două piese, una de tip arbore și una de tip alezaj, pot exista numai două situații: asamblare cu joc sau asamblare cu strângere. Asamblarea cu joc se realizează atunci când dimensiunea efectivă a arborelui, m este mai mică decât dimensiunea efectivă a alezajului, M. În acest caz asamblarea manuală a celor două piese este posibilă fără deformarea celor două piese; deformare elastică, prin aplicarea unor forțe exterioare, sau termică prin încălzirea alezajului – răcirea arborelui. Pentru realizarea asamblării cu strângere este necesară deformarea celor două piese, astfel în condiții normale, montarea nu este posibilă.

Fig.3.3.1. Principiul controlului alezajelor cu ajutorul calibrelor.

Se consideră o piesă de tip alezaj, luată la întâmplare dintr-un lot de piese și având dimensiunea efectivă, M în câmpul de toleranță, deci piesă “bună”, figura 3.3.1.

La asamblarea dintre alezajul considerat și arborele cu dimensiunea efectivă, m1, rezultă o asamblare cu joc pentru că m1 M. Se spune că arborele cu dimensiunea m1 “trece” prin alezajul cu dimensiunea efectivă, M.

La asamblarea dintre alezajul considerat și arborele cu dimensiunea efectivă, m2, rezultă o asamblare cu strângere; m2 > M. Se spune că arborele cu dimensiunea efectivă m2 “nu trece” prin alezajul cu dimensiunea efectivă, M.

Scriind cele două condiții într-o singură relație de ordine se obține:

, (3.3.1)

care exprimă faptul că dimensiunea efectivă a alezajului este cuprinsă între limitele m1 și m2. Această exprimare este analoagă cu condiția ca alezajul să aibă dimensiunea efectivă în câmpul de toleranță, cuprinsă între Dmin și Dmax , deci piesă bună.

Concluzionând cele de mai sus se poate spune că toate alezajele din lotul considerat sunt în câmpul de toleranță dacă, împreună cu un arbore de diametru efectiv m1 Dmin, formează asamblare cu joc (trece) și dacă, împreună cu un arbore de diametru efectiv m2 Dmax, formează asamblare cu strângere ( nu trece).

Pentru piesele alezaj rebut pot exista două situații, arborele cu diametrul,m1 nu trece, dimensiunea efectivă, M este mai mică decât Dmin , rebutul este remediabil (piesa se mai poate prelucra)și arborele cu diametrul m2 trece, dimensiunea efectivă M este mai mare decât Dmax, rebutul fiind definitiv (lipsește material).

Cei doi arbori utilizați la controlul prin asamblare se numesc tampon; pentru m1(Dmin) – parte trece “T” și pentru m2 (Dmax)- parte nu trece “NT”.

Operațiunea de verificare cu ajutorul calibrelor se numește de control pentru că se stabilește numai poziția dimensiunii efective M față de limitele Dmin și Dmax (câmpul de toleranță), fără să se cunoască valoarea efectivă a dimensiunii.

În mod analog se poate prezenta principiul controlului cu calibre și pentru presele de tip arbore. Pozițiile relative ale dimensiuni calibrelor potcoavă sunt prezentate în figura 3.3.2.

Fig. 3.3.2. Principiul controlului arborilor cu ajutorul calibrelor

Cele două piese de tip alezaj utilizate la controlul arborilor se numesc calibre potcoavă, dacă suprafețele active sunt plane și paralele , sau calibre inel, dacă au suprafață activă de formă cilindrică. Partea trece “T” are dimensiunea efectivă M1 în zona dmax, iar partea nu trece “NT” are dimensiunea efectivă M2 în zona dmin.

3.3.2 Proiectarea calibrelor pentru piese cilindrice netede.

3.3.2.1. Alegerea formei calibrelor

Forma constructivă a calibrelor este determinată de faptul că se manevrează manual, încercându-se asamblarea cu fiecare piesă controlată . Pe lângă faptul că trebuie să aibă gabarite minime sunt necesare elemente de prindere manuală, care să favorizeze poziționarea cât mai corectă în raport cu piesa controlată.

Există o mare varietate de forme constructive . În STAS 2980/1-87 și 2980/2-85 sunt cuprinse principalele forme constructive și clasificarea acestora în tabelul 3.3.2.1.

Diferite construcții de calibre (STAS 2980/1-87 și 2980/2-85) sunt prezentate în tabelul 3.3.2.1.

Tabelul 3.3.2.1.

Cele mai utilizate sunt: calibrele tampon duble trece și nu trece, tabelul 5.1.b și figura 5.4 și calibrele potcoavă simplă trece și nu trece, tabelul 5.1.f și g și figura 5.5.

O problemă practică foarte importantă, pentru obiectivitatea rezultatului controlului pieselor cu ajutorul calibrelor, este legată de forța cu care se acționează asupra calibrului la asamblarea cu piesa. Materialele din care se execută calibrele și piesele controlate sunt elastice astfel că sub acțiunea forțelor se vor deforma, modificându-și dimensiunile. De aceea caracterul asamblării (strângerea sau jocul) trebuiesc apreciate și în legătură directă cu forța necesară pentru deplasarea relativă între calibru și piesă.

Deoarece aprecierea acestei forțe este lăsată la latitudinea celui care efectuează operația de control, rezultatul este în mare măsură dependent de experiența și îndemânarea controlului. Subiectivismul controlului este destul de important în cazul utilizării calibrelor potcoavă sau furcă (rigiditate mică, elasticitate mare) la controlul arborilor cilindrici (montarea prin deplasare tangențială este însoțită de efectul de pană). Calibrele pot fi ușor deformate și permanent, de persoane “interesate” prin aplicarea de lovituri în locuri bine alese.

Din cele prezentate mai sus rezultă destul de convingător că operația de control cu ajutorul calibrelor are valoare numai pentru cel ce o execută ( se convinge dacă piesa este bună sau nu). Pentru a convinge pe alții controlul cu ajutorul calibrelor nu este suficient.

Standardele prevăd execuția și utilizarea de contracalibre pentru controlul calibrelor. Ținând însă cont de doza mică de subiectivism a operației și de prețul ridicat al contracalibrelor datorate preciziei de execuție (toleranța calibrului este de zece ori mai mare decât a piesei controlate, iar a contracalibrului încă de zece ori mai mică decât a calibrului), proiectarea și utilizarea contracalibrelor este oportună numai în cazul unei serioase fundamentări tehnice și economice .

5.2.2. Stabilirea poziției și mărimii toleranțelor de execuție ale calibrelor pentru piese cilindrice.

Poziția aproximativă a câmpurilor de toleranță ale calibrelor în raport cu câmpul de toleranță al piesei controlate reiese din prezentarea principiului controlului pieselor cu ajutorul calibrelor . Pozițiile exacte și mărimile câmpurilor de toleranță ale calibrelor trebuie să țină seama de următoarele:

în timpul utilizării, calibrelor “parte trece” se uzează, astfel încât dimensiunile de execuție (“nou”) vor prezenta o rezervă de uzură, în sensul adaosului de material pe calibru;

trebuie prevăzută o dimensiune limită de uzură, la care calibrul se va scoate din uz;

pentru a putea fi executate, dimensiunile calibrelor trebuiesc limitate prin câmpuri de toleranță proprii;

pentru piese cu dimensiuni mari (peste 180 mm) trebuiesc facilitate condițiile de asamblare a piesei cu partea “nu trece” , în sensul deplasării (modificării poziției) câmpului calibrului înspre interiorul câmpului de toleranță al piesei. În acest fel se asigură că nu se elimină și piese bune din cauza unei poziționări relative incorecte.

5.2.2.1. Toleranțele calibrelor raportate la toleranța piesei (metoda generală)

Pozițiile și mărimile câmpurilor de toleranțe ale calibrelor sunt reprezentate în figura 5.3. și sunt conforme cu prevederile din STAS 8222-68.

Relațiile de calcul pentru dimensiunile fiecărei calibru pot fi deduse din diagramele toleranțelor (fig. 5.3.) , după cum urmează:

Calibre pentru alezaje (tampon) cu dimensiuni până la 180 mm.

(5.2.)

Calibre pentru alezaje (tampon) cu dimensiuni peste 180 mm.

(5.3.)

Calibre pentru arbori (potcoavă sau inel) cu dimensiuni până la 180 mm.

(5.4.)

Fig.3.3.3. Diagramele toleranțelor de execuție și limitele de uzură

ale calibrelor (STAS 8222-68).

Calibre pentru arbori cu dimensiuni peste 180 mm.

(5.5.)

Toleranțele H, H1 și Hs aferente calibrelor sunt dependente de toleranțele fundamentale ale pieselor controlate. Aceste corespondențe sunt prezentate în tabelul 5.2.

Precizia de execuție dimensională și geometrică a calibrelor(STAS 8222 – 68 tabelul 2) Tabelul 5.2

Mărimea și poziția toleranțelor de execuție la dimensiunile calibrelor și limita de uzură maximă în raport cu dimensiunile limită ale piesei se aleg din tabelul 5.3.

5.2.2.2. Toleranțele calibrelor raportate la linia zero (Metoda simplificată)

Analizând relațiile de calcul pentru dimensiunile calibrelor și diagramele din figura 5.3. , se constată că dimensiunile calibrelor dj pot fi exprimate față de dimensiunea nominală, N a piesei:

, (5.6.)

în care Lj este abaterea dimensiunii calibrului față de dimensiunea nominală a piesei. Valorile Lj cuprind abaterile superioare sau inferioare ale piesei, deci vor fi dependente de: caracterul de ajustaj, treapta de toleranță și intervalul de dimensiuni al piesei controlate. Tabelele cu valori pentru Lj sunt excesiv de voluminoase și nici nu cuprind decât o selecție din combinațiile admise de Sistemul ISO de toleranțe și ajustaje. Este clar că pentru piesele a căror caractere de ajustaje sunt date valori Lj, calculul dimensiunilor calibrelor este mai simplu.

În STAS 8221-68 sunt prezentate câmpurile de toleranță de execuție și limitele de uzură ale calibrelor netede fixe pentru controlul ajustajelor din seria ajustajelor preferențiale.

În STAS 8223-68 sunt prezentate valorile Lj și toleranțele de execuție ale calibrelor și contracalibrelor netede fixe pentru controlul arborilor din seria ajustajelor preferențiale.

3.3.3. Efectuarea calculelor calibrului.

Să se proiecteze calibrele pentru controlul pieselor pentru alezajele 20 H7(+0,021).

Etapa 1. Stabilirea limitelor câmpurilor de toleranță pentru cele două piese ce formează ajustajul :

– pentru alezaj: EI = 0, ES = +TD ; TD = 21

20+0,021 cu Dmax = 20,021 și Dmin = 20

Etapa 2. Alegerea tipului constructiv de calibru

pentru alezaj – calibru tampon dublu trece și nu trece (tab. 5.1, b)

Etapa 3. Calculul dimensiunilor calibrelor

Metoda generală

pentru alezaj se alege diagrama din figura 5.3 pentru calibru tampon cu dimensiuni până la 180 mm și relațiile de calcul (5.2).

Din tabelul 5.2. se găsește pentru calibrul tampon cilindric toleranța IT 3 la diemensiune și IT 2 la forma geometrică în coloanele pentru toleranța fundamentală a piesei IT 7.

Din tabelul 5.3. se găsește toleranța H = 4 la dimesniunea în coloana IT 3 și toleranța la forma geometrică TF = 3 în coloana IT 2 din intervalul (rândul) peste 18 până la 30. Din același rând se vor găsi z = 3 și y = 3 din coloana pentru clasa de toleranță 7 a piesei.

Înlocuind valorile în milimetri în relațiile 5.2. se obține:

Este important ca dimensiunile calibrului să fie scrise cu aceeași dimensiune nominală ca și piesa controlată.

Comparând rezultatele obținute prin cele două metode se constată că sunt identice. La metoda simplificată calculele sunt mai simple , dar valori L sunt date numai pentru o selecție restrânsă de caractere de ajustaje. Metoda generală conduce la dimensiunile și toleranțele calibrelor, pentru orice ajustaj al piesei controlate

Etapa 4. Întocmirea desenelor de execuție și notarea tuturor condițiilor necesare.

În figura 5.4. este desenat calibrul tampon.

Fig 5.4. Calibrul tampon

Dimensiunile limită de uzură se pot nota în desenele de execuție la condiții tehnice. La atingerea acestor dimensiuni calibrele se vor mai putea folosi numai pentru controlul de recepție.

CAPITOLUL 4 : Mijloace de analiză și evidențiere a sistemelor de fabricație

Analiza structurii tehnologice necesare și a fluxului de materiale

Masinile unelte cu comanda numerica folosite pentru productia de serie a reperului Flansa sunt notate in SFF ( Sistem Flexibil de Fabricatie ) dupa cum urmeaza:

CV1 – Op10 Strunjire 1 (Centru de prelucrare)

CV2 – Op20 Strunjire 2 (Centru de prelucrare)

CV3 – Op30 Frezare (Centru de prelucrare)

B – Op40 Brosare (Masina de brosare)

CVP – Op50 Gaurire (Centru de prelucrare)

Elementele componente sistemului flexibil de fabricatie sunt urmatoarele:

TCC – Tablou Comanda Central

UPDR – Unitate de Paletizare/Depaletizare Robotizata

RP – Robot tip Portal cu un brat

PVS – Post verificare scule (temporar operator)

MS – Magazia Centrului de Prelucrare

DS – Depozit Scule pregatite

SC – Sistem de control

RI – Robot industrial

C – Conveior

Schema de amplasare si functionare este prezentata in Anexa 3.

CF – Control Final

CAPITOLUL 5 : Concluzii

În concluzie, ……………în lucrarea de față s-au prezentat noțiuni și modele rezonabile…..

La finalul proiectării procesului tehnologic, se va elabora documentația tehnologică. Documentația tehnologică se materializează sub forma de fișe tehnologice, plan de operații, și fișe de reglare.

BIBLIOGRAFIE