Cap de Frezat Plan Separatie Cuzineti

Cuprins

Capitolul 1

Prospectul de prezentare ……………………………………………….3

1.1 Tipuri de lagăre ………………………………………………………3

1.2 Lagăre cu alunecare ……………………………………………….. 4

1.3 Cuzineți ………………………………………………………………..6

1.4 Descrierea și funcționarea capului de frezat ………………….12

Capitolul 2

Breviarul de calcul ……………………………………………………..15

2.1 Calculul cinetostatic al transmisiei .…………………………….15

2.2 Calculul geometric al danturilor

cilindrice executate cu sculă cremalieră …..……………………….17

2.3 Forțele nominale din angrenajul

cilindric cu dinți drepți ……………………..…………………………..25

2.4 Calculul geometric al roților dințate conice ……………………26

2.5 Calculul forțelor din angrenajele conice …………….………….31

2.6 Proiectarea arborelui de intrare

din capul de frezat ……………………………………………………….32

2.7 Alegerea rulmenților standardizați ……………………………….38

Capitolul 3

Proiectarea tehnologiei de fabricație a

reperului „roată dințată” – poz.9 ………………………………………42

3.1 Analiza constructiv – tehnologică

a piesei de prelucrat ………………………………………..………..42

3.2 Stabilirea tipului de semifabricat ………………………….………44

3.3 Stabilirea schemei tehnologice de prelucrare

și întocmirea schițelor fazelor de lucru ………………………………..45

3.4 Calculul adaosurilor de prelucrare pentru

suprafața cilindrică exterioară 25±0,05 ………………………………..51

3.5 Calculul regimurilor raționale de așchiere ……………………….54

3.6 Normarea tehnică a operațiilor de așchiere ……………….……..62

3.7 Alegerea mașinilor unelte și a S.D:V.-urilor ………………………67

Capitolul 4

Calculul costului de fabricație

al reperului „roată dințată” – poz.9 ……………………………………69

Capitolul 5

Norme specifice de securitatea muncii pentru

prelucrarea metalelor prin așchiere ……………………………..……72

5.1 Norme de securitate la prelucrarea

metalelor prin strunjire ……………………………………… …………73

5.2 Norme de securitate la prelucrarea materialelor

prin găurire, alezare, honuire …………………………………..………74

5.3 Norme de securitate la prelucrarea

metalelor prin rectificare și polizare ……………………….…………75

5.4 Norme de securitate la prelucrarea

metalelor pe mașini de frezat ………………………………..…………76

Bibliografie …………………………………………………………………77

=== PD – Cap de frezat plan separatie cuzineti ===

Cuprins

Capitolul 1

Prospectul de prezentare ……………………………………………….3

1.1 Tipuri de lagăre ………………………………………………………3

1.2 Lagăre cu alunecare ……………………………………………….. 4

1.3 Cuzineți ………………………………………………………………..6

1.4 Descrierea și funcționarea capului de frezat ………………….12

Capitolul 2

Breviarul de calcul ……………………………………………………..15

2.1 Calculul cinetostatic al transmisiei .…………………………….15

2.2 Calculul geometric al danturilor

cilindrice executate cu sculă cremalieră …..……………………….17

2.3 Forțele nominale din angrenajul

cilindric cu dinți drepți ……………………..…………………………..25

2.4 Calculul geometric al roților dințate conice ……………………26

2.5 Calculul forțelor din angrenajele conice …………….………….31

2.6 Proiectarea arborelui de intrare

din capul de frezat ……………………………………………………….32

2.7 Alegerea rulmenților standardizați ……………………………….38

Capitolul 3

Proiectarea tehnologiei de fabricație a

reperului „roată dințată” – poz.9 ………………………………………42

3.1 Analiza constructiv – tehnologică

a piesei de prelucrat ………………………………………..………..42

3.2 Stabilirea tipului de semifabricat ………………………….………44

3.3 Stabilirea schemei tehnologice de prelucrare

și întocmirea schițelor fazelor de lucru ………………………………..45

3.4 Calculul adaosurilor de prelucrare pentru

suprafața cilindrică exterioară 25±0,05 ………………………………..51

3.5 Calculul regimurilor raționale de așchiere ……………………….54

3.6 Normarea tehnică a operațiilor de așchiere ……………….……..62

3.7 Alegerea mașinilor unelte și a S.D:V.-urilor ………………………67

Capitolul 4

Calculul costului de fabricație

al reperului „roată dințată” – poz.9 ……………………………………69

Capitolul 5

Norme specifice de securitatea muncii pentru

prelucrarea metalelor prin așchiere ……………………………..……72

5.1 Norme de securitate la prelucrarea

metalelor prin strunjire ……………………………………… …………73

5.2 Norme de securitate la prelucrarea materialelor

prin găurire, alezare, honuire …………………………………..………74

5.3 Norme de securitate la prelucrarea

metalelor prin rectificare și polizare ……………………….…………75

5.4 Norme de securitate la prelucrarea

metalelor pe mașini de frezat ………………………………..…………76

Bibliografie …………………………………………………………………77

Capitolul 1

Prospectul de prezentare

1.1 Tipuri de lagăre

Lagărele sunt, în general, organe de mașini complexe care asigură rezemarea și rotirea osiilor și arborilor. Acestea includ cuple de frecare de alunecare sau de rostogolire, specifice rolului lor funcțional. Astfel, în cazul unui lagăr cu alunecare, cuzinetul este partea componentă care vine în contact direct sau prin intermediul unui film de lubrifiant cu fusul osiei sau arborelui.

În practică se întâlnește o mare diversitate constructivă de lagăre, acestea pot fi executate ca subansambluri separate sau pot fi înglobate în batiul (șasiul) mașinii respective.

Lagărele pot fi clasificate după următoarele criterii:

După felul mișcării relative se definesc:

lagăre cu alunecare;

lagăre cu rostogolire sau cu rulmenți;

lagăre hibride sau compuse.

După direcția sarcinii se definesc:

lagăre radiale;

lagăre axiale;

lagăre radial-axiale, dacă sarcina radială este mai mare;

lagăre axial-radiale dacă sarcina axială este mai mare.

După regimul de frecare se definesc:

lagăre cu frecare uscată și limită;

lagăre cu frecare mixtă (de exemplu: lagăre cu cuzineți poroși);

lagăre cu frecare fluidă.

La rândul lor, lagărele cu frecare fluidă, care ocupă o pondere mare în construcția de mașini, se subclasifică în:

– lagăre hidrodinamice și gazodinamice (lagăre cu alunecare);

– lagăre cu ungere elastohidrodinamică (rulmenți și unele lagăre de alunecare cu cuzineți din materiale plastice);

– lagăre hidrostatice și gazo-statice;

– lagăre cu ungere hibridă.

După forma suprafeței de frecare se definesc:

lagăre cilindrice;

lagăre conice;

lagăre sferice;

lagăre plane.

După poziția pe osie sau arbore se clasifică în:

lagăre de capăt;

lagăre intermediare.

După modul de rezemare se definesc:

lagăre cu rezemare rigidă;

lagăre cu rezemare elastică;

lagăre oscilante.

După felul mișcării de rotație:

lagăre cu mișcare de rotație completă;

lagăre cu mișcare oscilantă.

Datorită complexității fenomenelor tribologice, lagărele sunt dintre primele organe de mașini care au suscitat cercetări sistematice în multe țări.

O contribuție recunoscută în teoria și construcția lagărelor cu alunecare si cu rostogolire a avut-o si România.

1.2 Lagăre cu alunecare

Constructiv, lagărele cu alunecare pot fi realizate direct în corpul mașinii sau ca ansambluri separate. Forma cea mai simplă de lagăr executat ca subansamblu separat, este formată dintr-un corp prevăzut cu talpă de prindere.

Pentru micșorarea frecării, care conduce la mărirea duratei de utilizare a lagărului, și pentru o întreținere ușoară se utilizează bucșe din materiale de antifricțiune, stabilite constructiv și dimensional în STAS 772-98.

Bucșele de lagăr pot fi fără guler (fig. 1.1, a) sau cu guler (fig. 1.1, b).

Fig.1.1 Tipuri constructive de bucșe de lagăr

În figura 1.2 este reprezentată o bucșă specială cu guler, prevăzută cu gaură și canal de ungere.

Fig.1.2 Bucșă specială cu guler, cu gaură și canal de ungere

Lagărele radiale cu alunecare cu capac, conform STAS 7504-98, au diferite forme constructive. În principiu (fig. 1.3) sunt alcătuite din corpul 1, pe care se fixează capacul 2 prin intermediul șuruburilor 3 și al piulițelor 4.

Contactul cu fusul arborelui se face prin intermediul cuzineților 7 și 8.

Ungerea sistemului se face cu unsoare consistentă prin intermediul ungătorului cu pâlnie 5.

Fig.1.3 Lagăr radial cu alunecare cu capac

1.3 Cuzineți

Lagărele cu alunecare cu fusuri de capăt utilizează cuzineții tip bucșă, care, deși mai ieftini și mai greu deformabili, nu permit reglarea jocului, astfel încât în cazul uzării necesită înlocuire.

În figura 1.4 sunt prezentate diferite tipuri de bucșe care se fabrică în țară conform STAS 772 – 98. Se remarcă formele simple sau cu guler precum și cotele standardizate. Aceste bucșe se execută în întregime din material antifricțiune (aliaje Cu – Pb, fonte etc).

Fig.1.4 Tipuri constructive de bucșe fabricate în România

Prelucrarea cuzineților cu pereți groși din două, trei sau mai multe bucăți este mai pretențioasă, dar permite un reglaj în caz de uzură.

Pentru cuzineții lungi B > (1,5 … 1,75)·D și evitarea frecării fusului de marginile cuzinetului se utilizează soluția articulației sferice (fig. 1.5).

În STAS 9797 – 94 se indică condiții tehnice de calitate, sarcini admisibile, jocuri, poziția găurilor de ungere etc. Este posibilă și soluția ca inelul interior să fie solidar cu arborele și să se rotească pe un strat intermediar de material antifricțiune depus pe inelul exterior.

Realizarea cuzineților în întregime din material de antifricțiune nu este o soluție economică. De aceea, de obicei cuzineții de dimensiuni mijlocii și mari sunt fabricați dintr-un material suport (oțel sau fontă) și un strat mai subțire din material antifricțiune. Este de mare importanță perfecta aderență a stratului de antifricțiune pe materiale suport.

La unele lagăre se remarcă o căptușeală relativ groasă și prinderea în aceasta a stratului de antifricțiune cu ancorare în coadă de rândunică. La astfel de cuzineți grosimea peretelui căptușit, respectiv a materialului de antifricțiune, depinde de diametrul fusului, materialul cuzinetului (fontă, bronz, oțel turnat etc), precum și de materialul antifricțiune.

Fig.1.5 Cuzinet sferic

În STAS 9799 – 98 se dau indicații privind dimensiunile și formele în cazul cuzineților ancorați în ,,coadă de rândunică". Prelucrarea unor „cozi de rândunică" în materialul de bază poate fi înlocuită prin realizarea unor suprafețe rugoase (prin strunjire cu avans mare), o altă soluție constă în aplicarea unui strat intermediar (0,3 – 0,7 mm) de Bz, Sn, Al sau Cu și apoi a stratului de antifricțiune subțire.

Recent, la fabricarea în mare serie a cuzineților destinați lagărelor motoarelor autovehiculelor și avioanelor (v > 15 m/s), se practică noi tehnologii de placare, sau de depunere prin procedee electrolitice a straturilor subțiri.

Bucșele înfășurate cu pereți subțiri, cu material de antifricțiune placat la rece pe bandă de oțel, pentru mașini cu mișcare rotativă sau alternativă (STAS 9474 – 98) se prezintă în două variante îmbinate la capete (fig. 1.6, a) și neîmbinate la capete (fig. 1.6, b).

Fig.1.6 Bucșe înfășurate cu pereți subțiri

Tipurile de îmbinări cu cheie (tip V, A sau 0, simple sau duble), dimensiunile principale De, g și H, găurile și canalele de ungere sunt standardizate.

Fig.1.7 Cuzineți radiali

Fig.1.8 Cuzineți radiali – axiali

Materialele de antifricțiune utilizate pentru acești cuzineți destinați autovehiculelor și altor mașini unde se pretează în funcționare sunt: Al – Sn, Al – Pb și Cu – Pb (sinterizate).

Semicuzineții cu pereți subțiri sunt, de asemenea, larg răspândiți (construcții bi si trimetalice). În STAS 9715 – 97 sunt stabilite dimensiunile și condițiile tehnice de calitate pentru semicuzineți bimetalici cu pereți subțiri (4 variante cu și fără guler și totodată cu și fără canal de ungere, fig. 1.7 și 1.8), acești cuzineți cu suport din oțel sunt destinați, în principal, lăgăruirii arborilor cotiți.

Variantele din figura 1.8 ale acestor cuzineți permit și preluarea sarcinilor axiale (cuzineți radiali-axiali).

În figura 1.9 sunt prezentați, în mai multe variante constructive, cuzineții axiali cu pereți subțiri (STAS 9814 – 98).

Fig.1.9 Cuzineți axiali cu pereți subțiri

De obicei acești cuzineți sunt destinați lucrului în regim de frecare mixtă. Se remarcă la varianta F prezența pe suprafața de lucru a unor imprimări semisferice care duc la realizarea unor microdepozite de lubrifiant.

Împiedicarea rotirii cuzineților axiali se realizează, de obicei, prin formă (fig. 1.9, B, C, E, F).

1.4 Descrierea și funcționarea capului de frezat

Mașinile de frezat sunt mașini-unelte destinate prelucrării prin așchiere a suprafețelor plane, profilate-riglate, curbe în plan și în spațiu.

Se caracterizează prin productivitate superioară, utilizând scule cu mai multe tăișuri. Procedeul de frezare se bazează pe compunerea mișcării principale de rotație executată de freză, cu una sau două mișcări de avans executate de piesă sau sculă. Pentru lărgirea posibilităților tehnologice, mașinile de frezat au în dotare diverse tipuri de capete de frezat, aceste accesorii fiind des utilizate.

Un asemenea cap de frezat se utilizează la prelucrarea cuzineților cu pereți groși din două jumătăți.

Schema cinematică a capului de frezat se prezintă în figura 1.10.

Capul de frezat utilizat pentru frezarea lagărelor de alunecare din două jumătăți, se compune în principal din următoarele componente (pozițiile de pe schema cinematică sunt identice cu cele de pe desenul de ansamblu al capului de frezat):

1 – corp;

9 – arbore pinion conic, z = 30, m = 4;

10 – roată dințată cilindrică, z = 35, m = 4;

11 – roată dințată cilindrică, z = 35, m = 4;

17 – camă;

24 – taler;

29 – roată dințată conică, z = 30, m = 4;

33 – ax de antrenare;

39 – ax principal;

44 – lagăr radial – rulment radial cu bile – 6206;

46 – lagăr axial – rulment axial cu bile – 51212;

Fig.1.10 Schemă cinematică cap de frezat

47 – lagăr radial axial – rulment radial axial cu role – 30213;

53 – lagăr radial – rulment radial cu bile – 6209;

63 – lagăr radial axial – rulment radial axial cu bile – 7305:

64 – lagăr radial – rulment radial cu bile – 6207.

Corpul (1) al capului de frezat se fixează împreună cu axul de antrenare (33), pe mașina de frezat universală FU1 1250×320.

Mișcarea principală de așchiere este transmisă prin lanțul cinematic: motor electric principal (al mașinii de frezat FU1 1250×320) – cutie de viteze – arbore principal mașină de frezat FU1 1250×320 – ax de antrenare (33) – roată dințată conică (29) – roată dințată conică (9) – roată dințată cilindrică (10) – roată dințată cilindrică (11) – ax principal (39) – taler (24).

Scula așchietoare – freza – se montează în talerul (24), executând astfel prelucrarea (tăierea) planului de separație al pieselor de prelucrat (cuzineți din două jumătăți). Axul de antrenare (39) este montat în bucșa de conducere (31) (tubulară), montată la rândul ei în lagărele cu rulmenți radiali cu bile 6209 (53).

Roata dințată conică (9) este montată în lagărele cu rulment radial cu bile (44) 6206 și cu rulment radial axial cu bile 7305 (63).

Axul principal (39) de formă tubulară este montat la rândul său, la un capăt într-un lagăr radial cu bile 6207 (64), iar la celălalt capăt pe două lagăre, unul axial cu bile 51212 (46) și celălalt radial axial cu role 30213 (47).

Ungerea capului de frezat se realizează cu ajutorul camei (17) montată pe axul de antrenare (33), în timpul rotirii axului de antrenare, cama (17) acționează asupra pompei de ungere (3).

Etanșarea capului de frezat se face prin intermediul capacelor (26), (28) și (30), prevăzute cu garnituri din klingherit.

Prinderea și fixarea carcasei (1) și (2), de corpul mașinii de frezat FU1 1250×320 se face prin intermediul canalelor coadă de rândunică cu care carcasa este prevăzută iar blocarea se face cu ajutorul penei (5) și a șurubului cu cap pătrat (61).

Pentru a avea turația arborelui principal al mașinii de frezat FU1 1250×320 și la axul principal (39), raportul de transmisie la cele două angrenaje cu roți dințate va fi i = 1.

Capitolul 2

Breviarul de calcul

2.1 Calculul cinetostatic al transmisiei

În tema de proiectare se dau date ce permit calcularea puterii rezistente Pr [kW], și a vitezei unghiulare ωr [rad/s] la arborele condus „k”, al transmisiei și care antrenează mașina de lucru.

În general, transmisiile mecanice se obțin prin legarea în serie a unor mecanisme, cu rapoarte de transmitere parțiale „i” și randamente mecanice parțiale „i”, deci raportul total de transmitere „i” și randamentul total „η” al transmisiei se determină cu relațiile :

(3.15) [2]

(3.16) [2]

în care cu „k” s-a notat numărul de mecanisme înseriate, ce sunt parcurse de fluxul de energie mecanică.

Avem date P1= Pmot [kW] , ω1= ωmot [rot/min].

Pentru a se face calculul de rezistență al unei transmisii mecanice este necesar să se determine distribuția puterii Pj , momentelor de transmisie Mj, a vitezelor unghiulare j si a turațiilor nj pe arborele transmisiei cu relațiile :

(3.17) [2]

(3.18) [2]

(3.19) [2]

(3.20) [2]

Calculele se încep făcând j=1, pentru care : P1=Pm , ω1=ωm și n1=nm și se încheie cu ultimul arbore „k”, pentru care se determină parametrii cinematici și dinamici asigurați la arborele de ieșire al transmisiei care antrenează mașina de lucru.

Randamentele mecanice parțiale „ηj” (orientative) se extrag din tabelul (0.2) [2].

– arborele principal al mașinii unelte FU1 1250×320:

puterea P1 =11 kw

turația n1 =1450 rot/min

viteza unghiulară ω1=rad/s

moment de torsiune N·mm

-arborele de intrare în capul de frezat:

P2 =P1 · η1 =11 · 0,975 = 10,725 kw

n2 = rot/min

ω2=rad/s

Mt2 =N·mm

-arborele intermediar al capului de frezat:

P3 =P2 ·η2 =10,725 · 0,975 = 10,45 kw

n3 = rot/min

ω3=rad/s

Mt3 =N·mm

-arborele de ieșire din capul de frezat:

P4 =P2 ·η2 =10,45 · 0,975 = 10,188 kw

n4 = rot/min

ω4=rad/s

Mt4 =N·mm

2.2 Calculul geometric al danturilor cilindrice executate cu sculă cremalieră.

Algoritmul de calcul al danturilor cilindrice cu dinți drepți, se găsește în [5], tabelul (14.21).

Date inițiale:

– numerele de dinți:

z1 = 35

z2 = 35

– unghiul de înclinare al dintelui:

= 0

– modulul standardizat:

mn = 4

– modulul frontal:

– profilul de referință standardizat :

n = 200; h*a = 1;c* = 0,25

– unghiul profilului în plan frontal:

t = n = 20

– distanța dintre axe de referință, aw:

aw = 140 mm

– deplasările specifice (normale) de profil, xI(2), se calculează ulterior.

– lățimea danturii:

b1 = b2 + (0,5 … 1,5)mn = 25 mm

În fig.2.1 se prezintă schema bloc pentru calculul geometric al angrenajelor.

Fig. 2.1 Schema bloc pentru calculul geometric al angrenajelor

Parametrii de bază ai angrenajului

– distanța dintre axe, a:

– unghiul de angrenare, w:

w = t = 20

– suma deplasărilor specifice (normale) de profil, x , (pentru aw a):

unde :

x = 0

– deplasările specifice (normale) de profil, xi , (pentru aw a):

x1 = x2 = 0

(a = aw) , nu există deplasare de profil.

– diametrul de divizare, d:

d1 = mtz1 = 140 mm

d2 = mtz2 = 140 mm

– diametrul de picior, df:

– înălțimea dinților, h:

– scurtarea dinților, h:

unde:

– diametrul de cap, da:

= 148 mm

= 148 mm

-diametrul de bază, db:

131,557 mm

131,557 mm

Verificarea calităților geometrice ale angrenajului

– verificarea lipsei ascuțirii dinților pe cilindrul de cap, grosimea dinților, sa1 ≥ 0,3:

mm

unde :

mm

unde :

– verificarea lipsei subtăierii, u1 ≥ 0:

mm

mm

– verificarea lipsei interferenței profilurilor,

mm

mm

unde: a1(2) – unghiul de presiune la vârful dintelui, rezultă din:

– verificarea continuității angrenării în plan frontal, :

Se recomandă pentru angrenaje cu dinți drepți, 1,2.

– gradul de acoperire axial, :

la angrenaje cu dinți drepți = 0

– gradul de acoperire total, :

= + =1,6866

Dimensiunile nominale de control:

Pentru verificarea profilului frontal și direcției dinților

– raza de bază, rb:

– razele de curbură în punctele caracteristice ale profilului,

; ; calculate anterior,

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

– condiția flancării directe,

29,7662 > 25,7917

– unghiul de înclinare al direcției pe cilindrul de bază, b :

b = 0

Pentru verificarea poziției relative a dinților

– pasul angrenării,

Pentru verificarea poziției profilului de referință

– coarda constantă, sc:

– înălțimea la coarda constantă, :

– condiția de măsurare a coardei constante;

12,2462 < 26,8935 < 33,8996

12,2462 < 26,8935 < 33,8996

unde : mm; mm;

razele de curbură ale profilului la vârful dinților

– unghiul de presiune x1,2 în punctul de măsurare a lungimii peste dinți (pe cilindrul de diametru dx1,2 = d1,2 + 2×1,2mn)

x1 = t = 20

x2 = t = 20

– numărul de dinți (de calcul) Nc , în intervalul de măsură al lungimii WN:

4,38 dinți 5 dinți

4,38 dinți 5 dinți

– lungimea peste N dinți WN:

– condițiile de măsurare a lungimii WN:

;

– diametrul bilelor (rolelor) de control DB , la măsurarea peste bile (role):

DB tab =8,282 mm

– unghiul de presiune la centrul bilelor (rolelor) de control B1,2 :

B1 = 25046’ =25,7666

B1 = 25046’ =25,7666

– diametrul cilindrului de așezare a centrelor bilelor (rolelor) de control dB1,2:

mm

mm

– lungimea peste bile, MB1,2:

; la roțile cu z1,2 par

; la roțile cu z1,2 impar

MB1 = 146,0816 · cos + 8,282 = 154,2165 mm

MB2 = 146,0816 · cos + 8,282 = 154,2165 mm

– condiția de măsurare a lungimii, MB

MB1 ≥ da1 ; 154,2165 ≥ 148

MB2 ≥ da2 ; 154,2165 ≥ 148

2.3 Forțele nominale din angrenajul cilindric cu dinți drepți

Date inițiale:

Mt3 = 68822,45 N·mm

Mt4 = 67102 N·mm

d1= 140 mm

d2= 140 mm

αw =α =200

Se vor calcula forțele din angrenajul cilindric cu dinți drepți, având în vedere relațiile din [2], tabelul (2.14), și schema de calcul din figura 2.2 :

Fig. 2.2 Forțele din angrenajul cilindric cu dinți drepți

– forța tangențială, Ft :

– forța radială, Fr :

– forța normală, Fn :

2.4 Calculul geometric al roților dințate conice

În [13], tabelul (14.28), se prezintă algoritmul pentru calculul geometric al angrenajelor conice cu dinți drepți.

Elementele geometrice ale roților dințate conice, se prezintă în figura 2.3:

Fig. 2.3 Elemente geometrice ale roților conice

Date inițiale:

– numerele de dinți: z1 =30 dinți; z2 =30 dinți;

– modulul exterior: me = 4, STAS 822/82;

– profilul de referință STAS 6844/86; α = 200; ha*= 1; c*= 0,25;

Calculul parametrilor roții plane :

– numărul de dinți al roții plane

zp =

= 900, (unghiul dintre axe pentru angrenaje conice ortogonale)

– lungimea exterioară a generatoarei de divizare, Re, mm

Re = 0,5· me ·zp = 0,5 · 4 · 42,4264 = 84,8528 mm

– lățimea danturii, b, mm

b = 25 mm, din condiția: b < 0,3 · Re = 25,456 mm

b <10·me = 40 mm

– lungimea mediană a generatoarei de divizare, Rm, mm

Rm = Re – 0,5·b =72,3528 mm

– lungimea interioară a generatoarei de divizare, Ri, mm

Ri = Re – b =59,8528 mm

– modulul median, mn, mm

mn =mm

– diametrul de divizare median, dm , mm

dm1 =mn · z1 = 102,321 mm

dm2 =mn · z2 = 102,321 mm

– raportul numerelor de dinți, u

u =

– unghiul conului de divizare, 1(2)

tg1=

– coeficientul deplasării radiale de profil, xr1(2), mm

xr1 = xr2 =0

– coeficientul deplasării tangențiale de profil, xt1(2), mm

xt1 = xt2 =0

– înălțimea exterioară a capului dintelui, hae1(2), mm

hae1 =(ha* + xr1) ·mc = 4 mm

hae2 =(ha* + xr2) ·mc = 4 mm

– înălțimea exterioară a piciorului dintelui, hfe1(2), mm

hfe1 =( ha* +c* – xr1) ·mc = 5 mm

hfe2 =( ha* +c* – xr2) ·mc =5 mm

– înălțimea exterioară a dintelui, he, mm

he = hae1 + hfe1 = hae2 + hfe2 = 9 mm

– arcul de divizare exterior, se1(2). mm

se1 =(0,5·π +2 xr1·tg α + xt1) ·me = 6,283 mm

se2 =(0,5·π +2 xr2·tg α + xt2) ·me = 6,283 mm

– unghiul piciorului dintelui, θf1(2)

tgθf1 =

tgθf2 =

θf1 = θf2 = 3,3723 = 3022’20’’

– unghiul capului dintelui, θa1(2)

θa1 = θf2 = 3,3723 = 3022’20’’

θa2 = θf1 = 3,3723 = 3022’20’’

– unghiul conului de cap, a1(2)

a1 = 1 + θa1 = 48,3723 = 48022’20’’

a2 = 2 + θa2 = 48,3723 = 48022’20’’

– unghiul conului de picior, f1(2)

f1 = δ 1 – θf1 = 41,6277 = 41037’39’’

f2 = 2 – θf2 = 41,6277 = 41037’39’’

– diametrul de divizare exterior, de1(2), mm

de1 = mez1 = 4 · 30 = 120 mm

de2 = mez2 = 4 · 30 = 120 mm

– diametrul cercului de cap exterior, dae1(2), mm

dae1 = de1 + 2 hae1 · cos1 = 125,656 mm

dae2 = de2 + 2 hae2 · cos2 = 125,656 mm

– înălțimea exterioară a conului de cap, Hae1(2), mm

Hae1 =Re · cos1 – hae1 sin1 = 57,17156 mm

Hae2 =Re · cos2 – hae2 sin2 = 57,17156 mm

– înălțimea interioară a conului de cap, Hai1(2), mm

Hai1 = Hae1 –b · cosa1 = 40,5643 mm

Hai2 = Hae2 –b · cosa2 = 40,5643 mm

Dimensiuni nominale de control

– coarda constantă exterioară, sce1(2), mm

sce1 = se1 ·cos2 α = 5,548 mm

sce2 = se2 ·cos2 α = 5,548 mm

– înălțimea la coarda constantă, hce1(2), mm

hce1 =hae1 –0,25 · se1 · sin2 α = 3,1084 mm

hce2 =hae2 –0,25 · se2 · sin2 α = 3,1084 mm

Roți dințate cilindrice omoloage (la conul frontal exterior)

– numărul de dinți, zv1(2)

zv1 =dinți

zv2 =dinți

– diametrul de divizare, dev1(2), mm

dev1 = zv1 · me = 169,7056 mm

dev2 = zv2 · me = 169,7056 mm

– diametrul cercului de cap, daev1(2), mm

daev1 = dev1 + 2 · hae1 = 177,7056 mm

daev2 = dev2 + 2 · hae2 = 177,7056 mm

– unghiul de presiune pe cercul de cap, αave1(2)

cos αave1 =dev1 · cos α/ daev1 = 0,89738

αave1 = 26,183 = 26010’58’’

cos αave2 =dev2 · cos α/ daev2 =0,89738

αave2 = 26,183 = 26010’58’’

– diametrul de bază, dbev1(2), mm

dbev1 = dev1 · cos α = 159,4701 mm

dbev2 = dev2 cos α = 159,4701 mm

– distanța între axe, aev, mm

aev =0,5· (dev1 + dev2) = 169,7056 mm

Verificarea calităților geometrice ale angrenajului

– verificarea lipsei ascuțirii dinților pe conul de cap, s*aev1(2)0,3

s*aev1 =mm

unde: inv α =inv 200 =tg 200 – π · 200/1800 =0,0149043

inv αaev1 = tg32,0517 – π · 32,0517/180 =0,034713

s*aev2 =mm

unde: inv α =inv 200 =tg 200 – π · 200/1800 =0,0149043

inv αaev2 =tg32,0517 – π · 32,0517/180 =0,034713

– verificarea lipsei subtăierii: raza de curbură în punctul de început al profilului utilizabil al roții cilindrice analoage

– pentru danturare prin rabotare- la partea exterioară

ρuev1 = 0,5 · dev1 sin α – mm

ρuev2 = 0,5 · dev2 sin α – mm

ρuiv1 = ρuev1 ·mm

ρuiv2 = ρuev2 ·mm

– verificarea lipsei interferenței profilului (contactul extrem să fie pe profilul utilizabil)

ρAev1 = aev · sin α – 0,5 tg αaev2 · dbev2 = 18,8373 mm

ρEev2 = aev sin α – 0,5 tg αaev1 · dbev1 = 18,8373 mm

ρAev1 ≥ 0 ; ρEev2 ≥ 0 ;

ρAev1 ≥ ρuev1 = 17,3261 mm

ρEev2 ≥ ρuev2 = 17,3261 mm

– verificarea continuității angrenării în plan frontal:≥1,2 (recomandare)

= [zv1 · tg αaev1 + zv2 · tg αaev2 – ( zv1+ zv2) · tg α]

2.5 Calculul forțelor din angrenajele conice

Se calculează forțele din angrenajul conic cu dinți înclinați având în vedere relațiile de calcul din [13], și dispunerea forțelor din figura 2.4:

Fig. 2.4 Forțele din angrenajul conic cu dinți înclinați

Date inițiale: Mt2= 70633,56 N·mm

Mt3= 68822,45 N·mm

d1 =120 mm pentru = 900

d2 =120 mm

Fr1 = Fa2; Fr2 = Fa1

– forța tangențială, Ft, N

Ft1 =N

Ft2 =N

– forța radială, Fr, N

Fr1 = Ft1 · tg α · cosδ1 = 303 N

Fr2 = Ft2 · tg α · cosδ2 = 295,2 N

unde:

tg α = 0,36397;

cosδ1 = 0,70710;

cosδ2 = 0,70710;

– forța axială, Fa, N

Fa1 = Fr2 = Ft1 · tg αsinδ1 = 295,2 N

Fa2 = Fr1 = Ft2 · tg αsinδ2 = 303 N

-forța normală, Fn, N

Fn1 = Ft1/ cos α = 1177,22/0,93969 = 1252,77 N

Fn2 = Ft2/ cos α = 1147,05/0,93969 = 1220,66 N

2.6 Proiectarea arborelui de intrare din capul de frezat

Forma arborelui se stabilește pe baza diametrelor calculate, cu considerarea condițiilor impuse de rolul funcțional, tehnologia de execuție și montaj.

Se fac următoarele verificări:

Verificarea la oboseală, constă în determinarea coeficienților de siguranță în secțiunile periculoase

Verificarea la deformații, arborii pot prezenta deformații de încovoiere, de răsucire și axiale

Verificarea la vibrații, arborii pot prezenta vibrații flexionale, torsionale sau longitudinale

Date inițiale:

Fa2 = 303 N;

Ft2 = 1147,05 N;

Fr2 = 295,2 N;

Mt3 = 68822,45 N·mm;

Ft1 = 983,17 N;

Fr1 = 358 N.

Se calculează reacțiunile, în plan vertical (V), și se determină pentru început momentul încovoietor datorat forței axiale Fa:

Mi = Fa1 ·N·mm

∑ (M)B =0 = Ft2·30 – VC·55 + Mi + Ft1·30

VC =N

∑ (M)C =0 = – VB·55 +Mi + Ft2·85 – Ft1·25

VB =N

Pentru verificare :

∑ F = Ft1 – Ft2 + VB – VC = 0

Se calculează reacțiunile în plan orizontal (H),

∑ (M)B =0 = Fr2·30 + Fr1·30 – HC·55

HC =N

∑ (M)C =0 = Fr2·85 – HB·55 – Fr1·25

HB =N

Pentru verificare :

∑ F = Fr2 – HB + HC – Fr1 = 0

Fig. 2.5 Diagramă de eforturi – arbore pinion conic

Se calculează în continuare pentru trasarea diagramelor de echilibru:

în plan vertical (V)

A – B, x (0, 30)

MAB = Ft2·x +Mi, MA = Mi = 18180 N·mm

MB = Ft2 · 30 + Mi = 52591,5 N·mm

C – D, x (0, 25)

MCB = VC · x, MC = 0

MB = HC · 25 = 24579,25 N·mm

în plan orizontal (H)

A – B, x (0, 30)

MAB = – Fr2 · x, MA = 0

MB = – Fr2 · 30 = – 8856 N·mm

C – D, x (0, 25)

MCB = – HC · x, MC = 0

MB = -HC · 25 = – 8907,5 N·mm

Se observă că secțiunea periculoasă este B, momentul încovoietor rezultant este:

MiB =N·mm

Mt = 68822,45 N·mm

Pentru predimensionare de această dată, se determină momentul redus maxim:

Mred = (7.8)[9]

În această relație variația solicitărilor de încovoiere, este un ciclu alternant simetric, iar variația solicitărilor la torsiune un ciclu pulsator.

Valoarea coeficientului α se calculează cu formula (cazul cel mai frecvent întâlnit) :

α = (7.9)[9]

Mred =Nmm

Se observă astfel că efortul unitar redus în secțiunea periculoasă B, va avea valoarea :

σred = (7.10)[9]

Se calculează diametrul arborelui, utilizând relația :

d =mm (7.12)[9]

Cu un adaos pentru prezența penelor, arborele se va executa la d1 = 28 mm.

Pentru arborele pinion conic, se folosește materialul OLC45, STAS 880 – 88.

Din tabelul (9.8)[9], se extrag caracteristicile mecanice minime :

σ-1 =240 MPa

σ0 =320 MPa

σ02 =260……… 280 MPa

σat =270 MPa

τ-1 =140 MPa

τ0 =170 MPa

σr =500 ……… 620 MPa

Calculul coeficienților de siguranță pentru arbori se face cu ajutorul schematizării Soderberg :

la încovoiere

cσ = tab. (9.7)[9]

la torsiune

cτ = tab. (9.7)[9]

unde:

βkτ, βkσ, coeficienți de concentrare a tensiunilor normale și tangențiale, figura 9.9 – 9.20, [9];

εσ, ετ, coeficienți de mărime (dimensionali), egali între ei, se aleg din figura 2.26, [9];

γσ, γτ, coeficienți tehnologici, egali între ei, se aleg din figura 9.27, [9];

σv, τv, amplitudinea ciclului.

σv =Mi / W ; τv = τm =Mt / 2·Wp (7.11)[9]

unde:

W – modulul de rezistență axial [mm3]

Wp – modulul de rezistență polar [mm3]

Pentru d = 28 mm, pana are dimensiunile:

b = 8 mm;

h = 7 mm;

t1 = 4 mm.

Se calculează modulele de rezistență axial și polar :

W = 0,1·d3 – mm3

Wp = 0,2·d3 – mm3

Se calculează :

σv = σmax=MPa

τv = τm=MPa

Coeficientul de siguranță la încovoiere, pentru ciclul alternant simetric este :

cσ =

Coeficientul de siguranță la răsucire, pentru ciclul pulsator este :

cτ =

Coeficientul de siguranță total, va fi :

c= > cadmisibil

2.7 Alegerea rulmenților standardizați

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

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

funcție de forțele care acționează pe roțile dințate se calculează componenta radială Fr a reacțiunii și componenta axială Fa a sa în lagărele de sprijin ale arborilor.

pentru turații n, mai mari de 10 [rot/min], se calculează sarcina dinamică echivalentă P a rulmentului cu relația :

[N] (14.1)[15]

unde : X – factorul dinamic radial al rulmentului ales

Y – factorul dinamic axial al rulmentului ales

se alege capacitatea dinamică de încărcare C a rulmentului din tab(14.5)[15].

cu ecuația durabilității, se determină durabilitatea nominală L, [mil.rot] sau Lh, în [ore] a rulmentului

[mil.rot] (14.1) [15]

[ore] (14.3) [15]

unde : n – turația arborelui [rot/min],

p=3 – exponentul durabilității pentru rulmenți cu bile

p=10/3 – exponentul durabilității pentru rulmenți cu role

Cunoscând raportul C/P, din tab.(14.6)[15]pag.415, se poate determina durabilitatea nominală [mil.rot] pentru rulmentul ales.

Din tab.(14.7)[15], se alege durabilitatea nominală Lh a rulmentului funcție de (C/P) și n.

Se compară durabilitatea nominală determinată Lh în ore, cu cea recomandată în tab.(14.8)[15], sau cu timpul de funcționare dat în tema de proiectare și dacă corespunde, operația de alegere a rulmenților se consideră încheiată și se prescrie simbolul rulmentului ales.

Se stabilește montajul de fixare al arborelui pinion conic pe rulmenții dați.

a)Din STAS 3041-88 și STAS 7416-89, se aleg un rulment radiali cu bile și un rulment radial axial cu bile – fig.2.6,b), având principalele caracteristici, prezentate în tabelul 2.1.

Se calculează forțele radiale din lagăre:

pentru rulmentul 6206

Fr1 = N

pentru rulmentul 7305

Fr2 = N

N3 = 1450 rot/min, turația arborelui pinion conic

Tabelul 2.1

Se calculează durabilitatea L [mil.rot] :

Avem capacitatea dinamică :

pentru rulmentul 6206 – CR1 = 15300 N;

pentru rulmentul 7305 – CR2 = 20400 N.

Din tema de proiectare avem:

Lfuncționare = 2024·Na·Nsch.= 20240 ore de funcționare;

Na = 10 ani de funcționare;

Nsch = 1 schimb.

Fig. 2.6 Tipurile de rulmenți utilizați

Se calculează durabilitatea L [milioane de rotații] :

milioane rotații

milioane rotații

Se determină durata de funcționare ,Lh, în ore, a rulmenților aleși :

ore de funcționare

ore de funcționare

Se mai aleg următorii rulmenți în cadrul ansamblului „Cap de frezat”:

din STAS 3920-89, se alege un rulment radial axial cu role conice, seria 30213, figura 2.6, c;

din STAS 3921-89, se alege un rulment axial cu bile, seria 51212, figura 2.6, a;

din STAS 3921-89, se aleg doi rulmenți radiali cu bile, seria 6207 și seria 6209;

Capitolul 3

Proiectarea tehnologiei de fabricație a

reperului „roată dințată” – poz.9

3.1 Analiza constructiv – tehnologică a piesei de prelucrat

Piesa (figura 3.1) este o roată dințată conică, având construcția și forma unui arbore pinion.

Face parte din ansamblul „Cap de frezat utilizat pentru frezarea lagărelor de alunecare din 2 jumătăți”, având rolul de a intermedia mișcarea principală de așchiere, de la arborele principal al mașinii-unelte de frezat la arborele de ieșire al capului de frezat.

Probleme deosebite privind precizia de prelucrare și rugozitatea suprafețelor, prezintă porțiunile cilindrice Φ30k6 (+0,015+0,002) x 16,5 mm, Φ28j6 (+0,009-0,004) x 40 mm și Φ25k6 (+0,015+0,002) x 15 mm, precum și zona danturată (z = 30, m = 4, Dd = 120 mm).

Numărul de piese fabricate: 100 buc/an.

Reperul se execută în clasa mijlocie de execuție STAS 2300-88, iar rugozitatea suprafeței este Ra = 6,3 μm. Materialul piesei este OLC45 STAS 880-88, oțel carbon de calitate pentru tratament termic, destinat construcției de mașini.

Compoziția chimică a oțelului OLC45 pentru prelucrarea pe mașini unelte, se extrage din STAS 880-88:

Carbon – 0,42 ……… 0,50%;

Mangan – 0,50 ……… 0,80%;

Fosfor – max. 0,035%;

Sulf – max.0,035%.

Caracteristicile mecanice ale oțeluluiOLC45, se extrag din STAS 880-88:

rezistența la rupere, Rm = 700 ……… 850 MPa;

limita de curgere, Rp0,2 = 500 MPa;

alungirea, A5 = 14%;

duritatea HB max., HB = 183.

Fig. 3.1 Roată dințată

3.2 Stabilirea tipului de semifabricat.

Organigrama de calcul se prezintă în figura 3.2:

Fig. 3.2 Organigrama de calcul pentru alegerea semifabricatului

Ținând seama de forma piesei (simplă, complexă), de dimensiunile relative ( mici, mari), și de materialul din care se execută piesa, se alege un semifabricat laminat, forjat, matrițat, turnat sau prelucrat mecanic.

Într-un prim calcul preliminar dimensiunile semifabricatului s-au luat cu 2-5 mm/rază mai mari decât ale piesei.

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

Ka = (3.12)[11]

Calculul volumului semifabricatului:

VSEMIFABRICAT = π · 6,52 · 3 + π · 22 · 10 = 523,86 cm3

Stabilirea densității materialului de prelucrat:

ρMATERIAL = 7,85 g / cm3

Calculul masei semifabricatului:

MSEMIFABRICAT = ρMAT. · VSEMIFABRICAT = 7,85 · 523,86 = 4112 g = 4,112 kg

Calculul coeficientului absolut de utilizare:

KU =·100 % = ·100 % = 54,96 %

Unde m = 2,260 kg, masa piesei finite.

Se alege un semifabricat forjat în matriță.

3.3 Stabilirea schemei tehnologice de prelucrare și întocmirea schițelor fazelor de lucru

Metodologia generală recomandă dezvoltarea simultană a mai multor variante posibile de traseu tehnologic urmând ca în etapa finală (dintre cele care nu se elimină pe parcurs) să se selecteze varianta de productivitate maximă (timp de ciclu minim). În cazul pieselor simple, pe baza experienței de programare a tehnologilor proiectanți, se pot elimina de la început soluțiile dezavantajoase, reținându-se soluția optimă care va fi proiectată și apoi aplicată în producție. Varianta optimă astfel concepută, trebuie să permită introducerea pe parcurs de noi îmbunătățiri care să conducă la micșorarea timpului pe ciclu, la creșterea durabilității sculelor etc.

Traseul tehnologic va cuprinde; numărul fazei, denumirea fazei, poziția
sculei, schița fazei de lucru, regimul de lucru și SDV- urile.

La amplasarea sculelor și portsculelor trebuie avut în vedere ca, în timpul prelucrării, acestea să nu se deranjeze reciproc și să nu lovească dispozitivul de fixare al piesei sau alt dispozitiv aflat în zona de lucru.

Schița fiecărei faze de lucru se întocmește cu linia subțire cu excepția suprafeței ce se prelucrează la faza respectivă care se reprezintă cu linie groasa.

Schița unei faze oarecare, de lucru va reprezenta piesa cu forma ei corespunzătoare dobândită până în acel moment al prelucrării. Cotarea se va face numai pentru suprafețele care se prelucrează la acea fază de lucru.

Metodologia generală recomandă dezvoltarea simultană a tuturor variantelor considerate ca fiind optime până în etapa finală, când se selectează varianta cu productivitate maximă.

Pentru piesa din figura 3.1 fișa tehnologică de prelucrare este prezentată în continuare:

010 – Debitare, frezare, centruire capete.

020 – Strunjire cilindrică exterioară în trepte:

021 – strunjire cilindrică cota Φ30,2 – lungime 8;

022 – strunjire cilindrică cota Φ28,05 – lungime 68;

023 – strunjire cilindrică cota Φ24,2 – lungime 28;

024 – strunjire filetare M24x1,5 – lungime 10;

025 – strunjire degajare Φ21,8 – lungime 3;

026 – strunjire raze de racordare R1;

027 – strunjire conică la 450, respectiv 47042;

028 – strunjire cilindrică umăr Φ40 – lungime 1,5;

029 – strunjire cilindrică interioară Φ65 – lungime 8, strunjire degajare interioară Φ74 și unghiul 450.

030 – Frezare canal de pană, b = 8 –0,015-0,051, respectând cota 24+0,20, lungime 28.

040 – Tratament termic: călire + revenire înaltă.

050 – Rectificare, cotele Φ30k6, Φ28j6 și Φ25k6.

060 – Danturare, dantură conică dreaptă, m = 4, z = 30, Dd = 120.

070 – Lăcătușărie – debavurare, ajustare.

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

3.4 Calculul adaosurilor de prelucrare pentru suprafața cilindrică exterioară 25±0,05

Se determină cunoscând mărimea adaosului de prelucrare, pentru operația sau faza considerată, ținând cont de figura 3.3 și relațiile de calcul din [11].

a) pentru suprafețe de revoluție exterioare, cu adaos de prelucrare simetric

2ACmin =amin – bmin (5.18)

2ACmax =amax -bmax (5.19)

Ținând seama de relațiile:

amax =amin + Ta (5.20)

bmax =bmin +Tb (5.21)

2ACmax =amin +Ta – bmin -Tb (5.22)

Fig. 3.3 Calculul dimensiunilor intermediare

pentru suprafețe de revoluție

b) pentru suprafețe de revoluție interioare, cu adaos de prelucrare simetric:

2ACmin = bmax -amax (5.25)

2ACmax =bmin -amin (5.26)

La calculul dimensiunilor intermediare ale semifabricatului, se începe de la operația sau faza precedentă.

Pentru determinarea dimensiunilor semifabricatului brut, se pleacă de la dimensiunea piesei, la cere se adaugă adaosurile de prelucrare intermediare, considerate în ordine inversă a prelucrării.

Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru suprafața cilindrică Φ25, se face considerând operațiile și fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.

Pentru că adaosul de prelucrare este simetric, se utilizează relațiile din [11].

a) Rectificarea de finisare

TP =40 μm, (STAS 8101-88)

HP =10 μm, tab.(5.2)

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

ρP =ΔC lC +ЄCentr.

ΔC =0,06 μm/mm, tab.(5.5), curbura specifică

lC =125 mm

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

ρP =0.06 125 +0 =7,5 μm, unde ЄC =0

Înlocuind datele în relația de calcul a adaosului de prelucrare:

2AC1 =40 + 2(10 + 0) +2(7,5 + 0)=75 μm

Se calculează diametrul intermediar, înaintea rectificării de finisare:

d1max = bmax + 2ACmax =25 +0,075 =25,075 mm

d1min = d1max – Ta =25,075 –0,040 =25,035 mm

b) Rectificarea de degroșare

TP =150 μm

HP =25 μm

SP =0

ΔC = 0,9 μm/mm

ρP =ΔC lC +ЄCentr = 0,9125 + 0 =112,5 μm

Adaosul de prelucrare, se calculează cu relația:

2AC2 = 150+2(25+0) + 2(112,5+0) =425 μm

Adaosul intermediar înaintea rectificării de degroșare va fi :

d2max =25,075 + 0,425 =25,5 mm

d2min =25,5 – 0,150 =25,35 mm

c) Strunjire de finisare

TP =200 μm

HP =50 μm

SP =50 μm

ρP + ЄC =0,96 ЄCentr + 0,4 ρP (5.11)

ρP =0,96 ЄCentr + 0,4 ΔC lC

ЄCentr = 20 μm tab. (5.7)

ΔC =0,15 μm/mm tab. (5.5)

ρP =0,96 20 + 0,40,15 125 =26,7 μm

ЄC =0

Adaosul de prelucrare, se calculează cu relația:

2AC3 = 200 + 2(50 + 50) + 2(26,7 + 0) = 453,4 μm

Se calculează diametrul intermediar înaintea strunjirii de finisare:

d3max = 25,5 + 0,453 = 25,953 mm

d3min = 25,953 – 0,200 = 25,753 mm

d) Strunjire de degroșare

Adaosul de prelucrare se calculează folosind următoarele date:

TP =1300 μm tab. (5.6)

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

ρP =0,96 ЄCentr + 0,4 ΔC lC

ЄCentr = 325 μm tab. (5.6)

ΔC =2 μm/mm tab. (5.4)

lC = 125 mm

ρP =0,96 325 + 0,42 125 =412 μm, unde ЄC =0

Adaosul de prelucrare, va fi:

2AC4 =1300 + 2(150 + 150) + 2(412 + 0) =2724 μm

Diametrul semifabricatului laminat, înaintea strunjirii de degroșare va fi:

d4 =25,953 +2,724 =28,677 mm

Se va alege din STAS 333/91, o bară din oțel laminat cu diametrul Φ30 mm.

Adaosul real la degroșare va fi:

2AC4 = d4 – d3max =30 – 25,953 = 4 mm

e) Pentru suprafața frontală, L =111 mm

Din tabelul (5.3), se obțin :

TP =2500 μm

HP = SP =150 μm

ρP =300 μm

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

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

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

= 3900 μm =3,9 mm

Dimensiunile înainte de strunjire, vor fi:

Lmax =L +2AC =111 + 3,9 =114,9 mm

Lmin =Lmax –TP =114,9 –2,5 =112,4 mm

3.5 Calculul regimurilor raționale de așchiere

Se vor calcula regimurile de așchiere pentru 4 operații:

filetare M24x1,5;

frezare canal de pană;

rectificare rotundă exterioară;

danturare.

Calculul regimurilor raționale de așchiere se va face utilizând relațiile de calcul din [11].

a) Filetare, M24x1,5

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

Se aleg dimensiunile la prelucrarea filetelor metrice, din[11] tab. (8.57), astfel:

dmax =24 – 0,14 = 23,86 mm

dmin =24 – 0,28 = 23,72 mm

Din [11], se aleg următoarele adaosuri pentru filetare, funcție de pasul filetului: p = 1,5 mm

adaosul de prelucrare total, AP =0,974 mm

adaosul de prelucrare, la degroșare APD =0,874 mm

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

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

iD = 7 treceri, pentru degroșare

iF = 2 treceri, pentru finisare

Adâncimile de așchiere pe trecere:

pentru degroșare, tD ===0,124 mm

pentru finisare, tF ===0,05 mm

Avansul la filetare:

f = p =1,5 mm

Durabilitatea economică a sculei așchietoare:

Tec =30 min, tab.(9.10)[11]

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

vtab =25 m/min

Se aplică următorii coeficienți de corecție:

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

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

Viteza de așchiere:

vC =vtab. ·K1·K2=0,8·1,1·25= 22 m/min

Turația semifabricatului:

n ===350,14 rot/min

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

nr =305 rot/min

Se recalculează viteza reală de așchiere:

vr = ==21,08 m/min

Puterea la filetare, pentru material oțel:

Ne =24,2·10-3·p1,7 ·KMNi-0,71 [kw] (14,7)

unde:

KMN =

coeficient de corecție funcție de duritatea materialului, (14.9)

Avem: p=1,5 mm; v=22 m/min; i=7 treceri pentru degroșare

Puterea la filetare

Ne =0,202 kw

-Verificarea puterii motorului:

PMe kw; unde: PMe =7,5 kw

b) Frezare canal de pană

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

Avem următorii parametri:

– adâncimea de așchiere, t = 4 mm

– lungimea de contact, tl = b =8 mm

– diametrul frezei, Ds = 8 mm

– numărul de dinți al frezei, zs= 5 dinți

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

fd = 0,15 mm/dinte

Avansul pe rotație, sr, se calculează cu formula:

fr = fd · zs [mm/rot] (2.2)

fr = 0,15 · 5 =0,75 mm/rot

Viteza economică de așchiere, se calculează cu relația:

ve = [m/min] (2.4)

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

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

Date de calcul:

Cv =60; m=0,33; qv =0,45; xv =0,3; yv =0,4; rv =0,1; nv =0,1;

Kv – coeficient global de corectare a vitezei de așchiere,

Kv =Km·Ks·Kж (2.5)

Km, coeficient funcție de caracteristicile materialului de prelucrat

Km = Cm· (2.7)

Cm =1, tab.(2.7)

σr = 65 daN/mm2, rezistența la rupere a materialului de prelucrat

u =1; pentru oțel carbon și oțel aliat cu σr = 55……85 daN/mm2;

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

Km =1 =1,829

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

Ks = 0,55;

Kж, coeficient funcție de unghiul de atac principal al tăișului

Kж =1; tab.(2.6)

Coeficientul de corectare Kv, are valoarea:

Kv= 1,829 · 1 ·0,55 = 1,0059

Viteza economică de așchiere corectată, este:

ve =m/min

Se calculează turația frezei, cu formula (2.1):

ns =rot/min

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

va = m/min

Forța tangențială de așchiere, se calculează cu:

Ft = 9,8 · CF· [N] (2.8)

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

KF = KV · Kγ (2.9)

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

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

KF =1 ·1 = 1

CF, coeficient și yF, xF,qF, rF, exponenți, care se extrag din tabelul (2.8), având următoarele valori:

CF = 68; xF = 0,86; yF = 0,74; rF = 1; qF = – 0,86;

Ft =9,8· 68· 80,86· 0,150,74· 5· 4· 8-0,86·1= 3274 N

Puterea efectivă la frezare, se calculează cu relația (2.10):

Pa =kw

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

Pa ≤ PME·ηa (2.11)

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

1,09 ≤ 7·0,8 =5,6 kw

c) Rectificare rotundă exterioară

Avem următoarele date:

l = 29 mm, lungimea piesei de prelucrat

Dp = 30 mm, diametrul piesei

a = 0,09 mm, adaosul de prelucrare radial

B = 30 mm, lățimea discului abraziv

Dd = 300 mm, diametrul discului abraziv

Scula: disc abraziv E 40 KC, electrocorindon, granulație 40, duritatea K, liant ceramic C.

Din tabelul (6.1) se obține prin interpolare, avansul de pătrundere la rectificarea rotundă exterioară, pentru L/Dp =0,96 și Dp = 30 mm:

fp = 0,012 mm/c.d.

Pentru β=0,45; determinat din tabelul (6.2), se calculează avansul longitudinal cu relația (6.1):

fL = β·B =0,45·30 = 13,5 mm/rot

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

vp = 32 mm/rot

Se obține astfel turația piesei:

np =339,53 rot/min

se alege np = 300 rot/min

Numărul necesar de treceri, se obține cu relația :

nt = treceri (6.3)

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

FZ = CF·vp0,7·fL0,7·fp0,6 [daN] (6.4)

unde:

CF =2,2; pentru oțel călit

FZ =2,2·320,7·13,50,7·0,0120,6 = 10,833 daN

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

Pd = kw (6.5)

unde: vd = 30 m/s, viteza periferică a discului abraziv

Puterea pentru antrenarea piesei, se calculează cu aceeași formulă, însă vd se înlocuiește cu vp, păstrând neschimbată valoarea forței FZ:

Pp =0,056 kw (6.6)

Pd ≤ PMot.acț.disc = 5,2 kw

Pp ≤ PMot.acț.piesă = 0,8 kw

Avem o mașină de rectificat WMW SA 200 x 800.

d) Danturare prin rabotare cu două cuțite

Mașină de rabotat dantură, la roți conice de tip HEIDENREICH HARBECK – KN 25, cu două cuțite- grupa 1.

Date inițiale:m=4; α0=200; z=30 dinți; dantură dreaptă; Dd=120 mm – diametrul de divizare al roții; β=00.

Elementele de reglare pentru danturarea roților dințate conice cu dinți drepți sau înclinați:

Avansul de rulare sr (se reglează viteza de rotație periferică a cuțitelor, considerată pe cercul primitiv exterior al roții plane)

fr’=0,16 mm/c.d., tabelul (17.34)

Avansul ales astfel se corectează cu un coeficient de corecție Ksa=1, tabelul (17.36).

fr= fr’ ·Ksa=0,16·1=0,16 mm/c.d.

Viteza de așchiere vp, se alege din tabelul (17.37):

vp=30 m/min

Numărul de curse duble ale cuțitului de rabotat, ncd (se determină în funcție de viteza de așchiere și de lungimea dintelui)

ncd= c.d./min

unde:

L=l+y=25+10=35 mm, lungimea de așchiere

l=25 mm, lungimea dintelui

y=10 mm, depășirea cuțitului, tabelul (17.38)

Din cartea mașinii KN 25:

ncd=235 c.d./min

Unghiul de rulare λ (se determină din condiția asigurării înfășurării complete a evolventei flancului dintelui de către cuțitele așchietoare)

λ= (17.10)

unde:

W1, drumul de rulare pentru profilarea din plin

W1=k1·m=27,8·4=111,2 mm (17.7)

k1=27,8; tabelul (17.39)

λ1=114,65·

Raportul de rostogolire ntr/np (se determină din condiția ca vitezele periferice pe cercurile primitive, ale tamburului și piesei de prelucrat, să fie egale)

unde:

ntr – turația tamburului rotativ, se determină funcție de avansul de rulare fr cu formula:

ntr=0,318· rot/min

(17.11)

unde:

δ=41,9667=41058’, semiunghiul conului primitiv

np – turația piesei montată pe axul divizor, se determină cu relația:

np=nax diviz.= [rot/min] (17.12)

unde:

T – numărul de pași

T1= pași (17.13)

tr – timpul de rulare [min]

tr1= min (17.14)

np1=rot/min

Numărul de dinți ai roții de prelucrat, considerat pentru divizare z (se reglează astfel încât să se asigure deplasarea suplimentară, între roata de prelucrat și roata plană)

z= 30

3.6 Normarea tehnică a operațiilor de așchiere

Norma tehnică de timp este durata necesară pentru executarea unei operații în condiții tehnico-economice determinate și cu folosirea cea mai rațională a tuturor mijloacelor de producție.

În norma tehnică de timp intră o sumă de timpi, astfel:

[min] (12.1) [10]

unde:

Tu – timpul normat pe operație;

tb – timpul de bază (tehnologic, de mașină);

ta – timpul auxiliar;

ton – timp de odihnă și necesități firești;

td – timp de deservire tehnico-organizatorică;

tpi – timp de pregătire-încheiere;

N – lotul de piese care se prelucrează la aceeași mașină în mod continuu.

Suma dintre timpul de bază și timpul auxiliar se numește timp efectiv sau timp operativ. Algoritmul pentru calculul normei de timp, se găsește în [10].

Timpul de bază se poate calcula analitic cu relația:

[min] (12.2)[10]

unde:

L – lungimea de prelucrare, [mm];

L1 – lungimea de angajare a sculei, [mm];

L2 – lungimea de ieșire a sculei, [mm];

i – numărul de treceri;

n – numărul de rotații pe minut;

f – avansul, [mm/rot].

a) Filetare, M24x1,5

Date inițiale:

f = p =1,5 mm, pasul filetului

id = 7 treceri ; if =2 treceri

n = 305 rot/min, turația la filetare

l =40 mm, lungimea filetului

v = 21,08 m/min, viteza de așchiere

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

TOP.tab. =1,75 min

Se aplică următorii coeficienți de corecție:

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

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

K3 =

K4 =; funcție de numărul de treceri adoptat și tabelar

top =K1·K2·K3·K4·TOP.tab. =0,8·1·2,135·1,75·2,333 =6,973 min

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

tdt =top min

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

ton = top min

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

tpi =8 min

Numărul de piese din lot: n =30 buc

Norma de timp la filetare pe strung:

min

b) Frezare canal de pană

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (8.11)[10] și având în vedere schema de calcul din fi.3.4:

Fig. 3.4 Frezare canal de pană

tb =min

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

fz·z·n = 600 mm/min;

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(8.33):

ta = ta1 + ta2 + ta3 = 0,29 +0,42 +0,15 = 0,86 min

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(8.51):

Timpul de deservire tehnico- organizatorică, tdt, tab.(8.51):

tdo =top min

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(8.52):

Timpul de pregătire încheiere, tpi, tab. (8.1):

tpi = 17 min

Lotul de piese: n = 30 buc.

Norma de timp, la frezare canal de pană:

min

c) Rectificare rotundă exterioară

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (12.2):

tb =min

Coeficientul ‘’k’’, pentru degroșare și finisare, k= 1,2……1,3.

Timpul de pregătire încheiere, tpi, tab.(12.1)

tpi =17 min

Lotul de piese: n = 30 buc.

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(12.8)

ta = ta1 + ta2 + ta5 =0,35 +0,15 +0,30 = 0,80 min

Timpul de deservire tehnică, tdt, tabelul (12.6)

tdt ==0,0036 min

Durabilitatea discului abraziv, T = 33 min

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(12.12)

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(12.13)

Norma de timp la rectificare rotundă exterioară:

min

d) Danturare prin rabotare cu două cuțite

Date de calcul:

L = 55 mm, lungimea de așchiere

fr=0,16 mm/c.d.

ncd=190 c.d./min

tr1=5 min; tr2=1,23 min

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (12,10)[10] și având în vedere schema de calcul din fi.3.5:

Fig. 3.5 Danturare

tb=min tab.(12.48) Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta ,tab.(12.55):

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(12.59):

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(12.59):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton ,tab.(12.60):

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi ,tab.(12.48):

Tpi = 18 min

Lotul de piese: n = 30 buc.

Norma de timp la danturare:

min

3.7 Alegerea mașinilor unelte și a S.D:V.-urilor

Caracteristicile tehnice principale ale strungului universal Sn 400×1500, se prezintă în tabelul 3.1:

Tabelul 3.1

Din tabelul (10.1)[14], se alege o mașină de frezat, FS 355×1250, având următoarele caracteristici tehnice principale:

Tabelul 3.2

Din tabelul (10.10),[14], se alege mașina de rectificat exterior ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul de mai jos:

Tabelul 3.3

Pentru danturare se folosește o mașină de rabotat dantură, la roți conice de tip HEIDENREICH HARBECK – KN 25, cu două cuțite- grupa 1.

Capitolul 4

Calculul costului de fabricație

al reperului „roată dințată” – poz.9

În vederea calculării cât mai exacte a costului de producție, se va ține cont de următoarele date și etape:

– Preț achiziționare semifabricat – Psemif [RON/kg];

– Greutatea semifabricatului – Gsemif. [kg];

– Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif· Gsemif. [RON];

– Salariul pe oră al operatorului – Sop = 4,7 [RON/oră] – acesta se înmulțește cu un coeficient k = 0,85;

– Norma de timp pe operații – Nt op [ore];

– Costul manoperei – Cmanopera = Sop· k·Nt op [RON];

– CAS – salarii directe – CCAS = 22 %· Cmanopera [RON];

– Cota pentru șomaj – Cșomaj = 5 %· Cmanopera [RON];

– Cota pentru sănătate Csănătate = 7%· Cmanopera [RON];

– Regia secției – Cregie = (150 – 700)% · Cmanopera [RON];

– Costul de fabricație – Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cșomaj + Cregie

+ Csănătate [RON]

– Rata de profit – n = 15 %

– Prețul de producție – Pproducție = Cpiesă.(1+ n/100) [RON]

– TVA = 19 % Cpiesă

– Prețul cu TVA – PTVA = Pproducție · (1+TVA/100) [RON]

Modelul de calcul se face pe o singură operație.

Practic însă se calculează manopera la toate operațiile și apoi se aplică cheltuielile de la punctele următoare.

Se extrag, în tabelul 4.1, prețurile unor materiale des utilizate în construcția de mașini.

Tabelul 4.1

FIȘA DE CALCUL A COSTULUI DE FABRICAȚIE

Denumire produs: ROATĂ DINȚATĂ

Material: OLC 45

– Preț achiziționare semifabricat – Psemif = 0,5874 RON / kg;

– Greutatea semifabricatului – Gsemif. = 4,112 kg;

– Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif· Gsemif. = 2,415 RON;

– Salariul pe oră al operatorului – Sop = 4,700 RON /oră;

– Norma de timp pe operații – Nt op = 4,5 ore;

– Costul manoperei – Cmanopera = Sop· Nt op = 21,15 RON;

– CAS – salarii directe – CCAS = 22 %· Cmanopera = 4,653 RON;

– Cota pentru șomaj – Cșomaj = 5 %·Cmanopera = 1,06 RON;

– Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 %·Cmanopera = 1,48 RON;

– Regia secției – Cregie = (150 – 700)% · Cmanopera = 52,875 RON;

– Costul de fabricație –

– Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cșomaj + Csănătate + Cregie = 83,633 RON;

– Rata de profit – n = 15 %

– Prețul de producție – Pproducție = Cpiesă · (1+ 15/100) = 96,17 RON;

– TVA = 19 %

– Prețul cu TVA – PTVA = Pproducție · (1+19/100) = 114,45 RON;

Costul reperului – „roată dințată”, va fi deci:

Cpiesă = 114,45 RON = 32,7 UE, la cursul de zi 1 UE = 35.000 RON.

Capitolul 5

Norme specifice de securitatea muncii pentru

prelucrarea metalelor prin așchiere

Normele specifice de securitate a muncii sunt reglementări cu aplicabilitate națională care cuprind prevederi minimal obligatorii pentru desfășurarea principalelor activități din economia națională în condiții de securitate a muncii.

Normele specifice de securitatea muncii fac parte din sistemul unitar al reglementărilor privind asigurarea sănătății și securității în muncă.

Acest sistem este compus din:

Norme generale de securitatea muncii;

Norme de igiena muncii;

Norme specifice de securitatea muncii care cuprind prevederile de securitate a muncii specifice unor anumite grupe de activități, detaliind prin acestea prevederile normelor generale de securitate a muncii.

Normele specifice de securitate a muncii pentru prelucrările metalelor prin așchiere sunt elaborate ținând cont de reglementările existente în domeniul securității muncii pentru această activitate precum și pe baza studierii proceselor de muncă și stabilirea pericolelor specifice, astfel încât, pentru fiecare pericol normele să cuprindă cel puțin o măsură de prevenire la nivelul fiecărui element component al procesului de muncă.

Normele specifice de securitate a muncii pentru prelucrarea metalelor prin așchiere cuprind măsuri de prevenire a accidentelor de muncă și bolilor profesionale specifice activității de prelucrare a metalelor prin așchiere pe mașini-unelte acționate electric, hidraulic, pneumatic sau pentru prelucrări manuale.

Măsurile de prevenire cuprinse în prezentele norme au ca scop eliminarea factorilor periculoși existenți în sistemul de muncă, proprii fiecărui element component al acestuia.

Deservirea mașinilor-unelte este permisă numai lucrătorilor calificați și instruiți specia! pentru acest scop.

Se interzice lucrul la mașini-unelte fără ca lucrătorii să posede documentația necesară.

5.1 Norme de securitate la prelucrarea metalelor prin strunjire

Fixarea cuțitelor de strung în suport se va face astfel încât înălțimea cuțitului să corespundă procesului de așchiere.

Fixarea cuțitului în suport se face cu toate șuruburile din dispozitivul port-sculă.

Partea din cuțit ce iese din suport nu va depăși de 1,50 ori înălțimea corpului cuțitului pentru strunjirea normală.

La montarea și demontarea mandrinelor universalelor și platourilor de strung se vor folosi dispozitive de susținere și deplasare.

La fixarea și scoaterea pieselor din universal se vor utiliza chei corespunzătoare fără prelungitoare din țeavă sau alte pârghii.

La fixarea pieselor în universalul strungului se va respecta condiția L ≤ 3D, unde D și L sunt lungimea și diametrul piesei de prelucrat.

Se vor folosi lunete, la prelucrarea pieselor lungi, pentru susținere.

La fixarea piesei între vârfuri se va fixa rigid păpușa mobilă, iar pinola se va bloca în poziție de strângere.

Slăbirea piesei din pinola păpușii mobile se va face numai după oprirea strungului:

înaintea începerii lucrului strungarul va verifica starea fizică a fiecărui bac de strângere;

înainte de începerea lucrului strungarul va verifica dacă modul în care este ascuțit cuțitul de strung și dacă profilul acestuia corespund prelucrării pe care trebuie să o execute precum si materialului din care este confecționată piesa.

Cuțitele prevăzute cu plăcuțe din carburi metalice sau ceramice vor fi ferite de șocuri mecanice.

Angajarea cuțitului în material se va face fin, după punerea în mișcare a piesei de prelucrat.

La sfârșitul prelucrării se va îndepărta mai întâi cuțitul și apoi se va opri mașina.

La prelucrarea între vârfuri se vor folosi numai antrenoare de tip protejat sau șaibe de antrenare protejate.

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

Se interzice așezarea sculelor și pieselor pe platou, dacă utilajul este conectat la rețeaua electrică de alimentare.

Pe strungurile automate se vor prelucra numai bare drepte, teșite la ambele capete.

5.2 Norme de securitate la prelucrarea materialelor prin găurire, alezare, honuire

Mandrinele pentru fixarea burghielor și alezoarelor se vor strânge și desface numai cu chei adecvate, care se scot înainte de pornirea mașinii.

Burghiul sau alezorul din mandrina de prindere va fi centrat și fixat.

Scoaterea burghiului sau alezorului din mandrină se va face numai cu ajutorul unei scule speciale.

Se interzice folosirea burghielor, alezoarelor sau sculelor de honuit cu cozi uzate sau care prezintă crestături. urme de lovituri.

Este interzisă folosirea burghielor necorespunzătoare sau prost ascuțite.

Ascuțirea burghielor se va face numai cu burghiul fixat în dispozitive speciale.

Cursa sculei se va regla în așa fel, încât aceasta să se poată retrage cât mai mult la fixarea sau desprinderea piesei;

Înaintea fixării piesei pe masa mașinii se vor curăța canalele de așchii;

Prinderea și desprinderea piesei pe și de pe masa mașinii se vor face numai după ce scula s-a oprit complet.

Înaintea pornirii mașinii se va alege regimul de lucru corespunzător operației care se execută, sculelor utilizate și materialului piesei de prelucrat.

În timpul funcționării mașinii se interzice frânarea cu mâna a axului port-mandrină.

Mașinile de găurit portative se vor lăsa din mână numai după oprirea burghiului.

5.3 Norme de securitate la prelucrarea metalelor prin rectificare și polizare

Alegerea corpului abraziv se va face în funcție de felul materialului de prelucrat, de forma și dimensiunile piesei de prelucrat, de calitatea suprafeței ce trebuie obținută, de tipul și starea mașinii, de felul operației de prelucrat.

Montarea corpurilor abrazive pe mașini se face de către persoane bine instruite si autorizate de conducerea unității să execute astfel de operații.

La montarea corpului abraziv pe mașină se va verifica marcajul și aspectul suprafeței corpului abraziv și se va efectua controlul ultrasunet, conform standardelor în vigoare sau conform documentației tehnice ale produsului.

Fixarea corpului abraziv va asigura o centrare perfectă a acestuia în raport cu axa de rotație.

Corpurile abrazive cu alezaj mic se fixează cu flanșe și butuc.

Flanșa fixă (de sprijin) va fi solidarizată cu arborele printr-un regim sigur de fixare; flanșa mobilă (de strângere) va intra cu joc pe butuc sau pe arbore, ajustajul fiind indicat în STAS 9092/1-93.

Corpul abraziv va intra liber pe arbore, în cazul flanșelor fără butuc, respectiv pe flanșa fixă și pe cea mobilă în cazul flanșelor cu butuc, abaterile limită fiind indicate în STAS 9092/1-93.

Este interzisă echilibrarea corpurilor abrazive prin practicarea unor scobituri pe suprafața acestora.

Nu este permisă utilizarea pe mașini a corpurilor abrazive ale căror turații sau viteze periferice nu sunt inscripționate pe ele.

Corpurile abrazive cu tijă vor fi astfel fixate încât lungimea liberă a cozii să nu depășească pentru turația respectivă pe cea indicată de producător.

5.4 Norme de securitate la prelucrarea metalelor pe mașini de frezat

Mașinile de frezat vor fi astfel concepute încât sensul de rotire al frezei să corespundă cu poziția reazemelor dispozitivelor de fixare astfel ca acestea să preia eforturile ce iau naștere în timpul așchierii.

Pentru o mai bună rigidizare trebuie ca reazemele și dispozitivele de fixare să fie cât mai aproape de suprafața de frezat.

Mașinile de frezat vor avea un dispozitiv de frânare rapidă, fără șocuri a arborelui principal.

Conceperea mașinilor de frezat cu avansuri automate, vor fi astfel realizate încât:

mișcarea de avans să nu aibă loc fără mișcarea de rotire a arborelui principal;

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

Bibliografie

1. Aelenei, M., – Proiectarea mașinilor – unelte și așchierii,

Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1998

2. Anghel, Șt., – Proiectarea transmisiilor mecanice,

Volumul 1 și 2,

Facultatea de inginerie, REȘIȚA,1993

3. Bunescu, V.ș.a., – Raționalizarea calculelor în proiectarea

mașinilor,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1995

4. Dobre, V., – Îndrumător pentru proiectarea

asamblărilor în construcția de mașini,

I.P.A.C.M., BUCUREȘTI, 2001

5. Drăghici, I. ș.a., – Organe de mașini – Probleme,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1991

6. Drăghici, Gh. ș.a., – Tehnologia construcției de mașini,

Editura didactică și pedagogică,

BUCUREȘTI, 1989

7. Drăghici, Gh. ș.a., – Tehnologia tip a pieselor plane, cu

axe încrucișate cu profil complex

și elicoidale,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1989

8. Ianici, S., – Mașini unelte și agregate,

Volumul 1 și 2, Editura Universitatea

,, Eftimie Murgu’’ REȘIȚA, 1998

9. Manea, Gh., – Organe de mașini,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1985

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

așchiere, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1989

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

al regimurilor de așchiere,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1984

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

mașini, Volumul 3,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1996

13. Sauer, L. ș.a., – Angrenaje,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1990

14. Vlase, A. ș.a., – Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare și norme tehnice de timp, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1993

15. CATALOG DE RULMENȚI, BUCUREȘTI, 1980,Oficiul de

documentare și publicații tehnice