Compensatoare de Pas Pentru Tarozi, Utilizate la Tarodarea Filetelor Mari
CUPRINS
Capitolul I
INTRODUCERE ………………………………………………………….5
1.1 PARTICULARITĂȚI TEHNOLOGICE LA
FILETARE ………………………………………………………………………5
1.1.1 Filetarea cu tarodul …………………………………………….7
1.1.2 Tarozi standardizați ……………………………………………8
1.1.3 Tarozi speciali …………………………………………………..9
1.1.4 Momentul de torsiune la filetarea
cu tarodul ……………………………………………………………..13
1.1.5 Probleme de precizie la filetarea
cu tarodul ……………………………………………………………..15
1.1.6 Ascuțirea și reascuțirea tarozilor …………………………..15
1.1.7 Regimul de așchiere la filetarea cu tarodul ………………15
1.2 MAȘINI – UNELTE ȘI DISPOZITIVE UTILIZATE
LA FILETAREA CU TARODUL ……………………………………………..16
Capitolul II
FILETAREA CU TAROZI ȘI COMPENSATOR DE PAS ……………………19
2.1 CONSIDERAȚII PRIVIND PRELUCRAREA
FILETELOR INTERIOARE MARI ……………………………………………19
2.2 PROIECTAREA MANDRINULUI CU COMPENSATOR
PENTRU TAROZI M45 … M80 ………………………………………………24
2.3 PROIECTAREA TAROZILOR M 60X4 ȘI M 80X4 ……………………31
2.3.1 Scheme de prelucrare și tipuri de tarozi …………………..32
2.3.2 Stabilirea parametrilor constructivi
ai părții active ………………………………………………………….33
2.4 ANALIZA CONSTRUCTIVĂ A APARATELOR DE
FILETARE S.P.V. …………………………………………………………………………..35
2.4.1 Descrierea S.P.V. – ului ……………………………………………….35
2.4.2 Montarea dispozitivului și a sculei de filetat …………………36
2.4.3 Tăierea filetelor …………………………………………………………..36
2.4.4 Întreținerea ………………………………………………………38
Capitolul III
TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A PIESEI „CORP GLISANT”
COMPONENTĂ A ANSAMBLULUI COMPENSATOR DE
PAS TIP S.P.V. PENTRU TAROZI ………………………………………….39
3.1 ANALIZA CONSTRUCTIV – TEHNOLOGICĂ
A PIESEI „CORP GLISANT” ……………………………………………………….39
3.2 ALEGEREA TIPULUI DE PRODUCȚIE, CALCULUL
LOTULUI DE FABRICAȚIE OPTIM ……………………………………………41
3.3 ALEGEREA SEMIFABRICATULUI ……………………………………….43
3.4 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC …………………………..45
3.5 CALCULUL ADAOSURILOR DE PRELUCRARE,
DETERMINAREA DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE …………………….50
3.5.1 Metoda de calcul analitic al adaosului
de prelucrare …………………………………………………………….51
3.5.2 Calculul dimensiunilor intermediare
ale semifabricatelor …………………………………………………….54
3.5.3 Calculul propriu-zis al adaosului
de prelucrare …………………………………………………………….55
3.6 ALEGEREA MAȘINILOR UNELTE ȘI
A S.D.V.-URILOR ………………………………………………………………..57
3.7 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE
PENTRU 5 OPERAȚII ALESE ………………………………………………….59
3.8 CALCULUL NORMELOR TEHNICE DE TIMP
PENTRU OPERAȚIILE DE AȘCHIERE ……………………………………….70
Capitolul IV
CALCULUL ECONOMIC AL PIESEI CORP-GLISANT ……………………..75
4.1 STRUCTURA CHELTUIELILOR DE
FABRICAȚIE ALE CORPULUI GLISANT …………………………………….75
4.2.CALCULUL CHELTUIELILOR CU MATERIALUL ………………………76
4.3 CALCULUL CHELTUIELILOR CU SALARIILE …………………………76
4.4 CALCULUL CONTRIBUȚIILOR LA
BUGETUL DE STAT …………………………………………………………….77
4.5 CALCULUL CHELTUIELILOR CU REGIA
DE FABRICAȚIE …………………………………………………………………77
4.6 CALCULUL COSTULUI PE SECȚIE A
PIESEI CORP GLISANT ………………………………………………………..78
4.7 CALCULUL CHELTUIELILOR CU
REGIA GENERALĂ ……………………………………………………………..78
4.8 CALCULUL COSTULUI PE ÎNTREPRINDERE
A PIESEI CORP GLISANT ……………………………………………………..78
4.9 CALCULUL PREȚULUI DE PRODUCȚIE
A PIESEI CORP GLISANT ……………………………………………………..78
4.10 CALCULUL PREȚULUI DE LIVRARE
A PIESEI CORP GLISANT ……………………………………………………..79
BIBLIOGRAFIE …………………………………………………………………..81
Capitolul I
INTRODUCERE
1.1 PARTICULARITĂȚI TEHNOLOGICE LA FILETARE
Filetarea este operația tehnologică uzuală în unitățile constructoare de mașini.
Filetul se definește ca o nervură de formă elicoidală înfășurată pe o suprafață directoare. După forma directorului filetele pot fi cilindrice sau elicoidale.
Profilul filetului poate fi: triunghiular, pătrat, trapezoidal, rotund, ferăstrău ( fig1.1).
Fig 1.1 Tipuri de filete
Directoarea elicoidală poate fi obținută cinematic prin combinarea a două mișcări principale: una de rotație și alta de translație în lungul generatoarei corpului de revoluție.
În funcție de procedeul de filetare, există următoarele posibilități de generare a elicei:
prin folosirea unor scule sau dispozitive sub formă materializată (tarozi, filiere, ghidaje, etc.) deci cu directoare materializată;
prin generare cinematică, realizată prin rulare sau prin combinarea unei mișcări de rotație cu o mișcare de translație, deci cu directoare cinematică.
La asamblarea prin înșurubare a două piese cu filet, piesa interioară, filetată la exterior este denumită șurub, iar piesa exterioară, filetată la interior este denumită piuliță.
Filetul poate fi cu elice pe dreapta sau pe stânga, cu un început sau cu mai multe începuturi.
Pasul filetului este distanța între punctele omoloage de pe două flancuri paralele constructive, măsurată într-un plan meridian și paralel cu axa asamblări cu filet.
În figura 1.2 este reprezentat profilul filetului metric conform STAS 6371-98.
Fig1.2 Profilul filetului
1.1.1 Filetarea cu tarodul
Tarodul este o sculă de filetare asemănătoare cu un șurub, fiind prevăzut cu canale longitudinale care asigură formarea tăișurilor necesare așchierii și care permit evacuarea așchiilor rezultate la filetare.
În figura 1.3 este reprezentată forma constructivă și geometria unui tarod.
Fig.1.3 Geometria tarodului
Tarodul are trei părți componente: partea așchietoare conică ( conul de atac), partea de conducere și calibrare și coada. În vederea din B se prezintă dinții tarodului depe conul de atac și primi dinți de pe porțiunea de conducere și calibrare. Se prezintă o analogie cu un cuțit de strung. În figură s-au notat unghiurile de așezare cu α, de degajare cu γ, de atac cu χ și de înclinare cu λ.
Unghiul de înclinare λ se execută pe conul de atac al tarodului și are rolul de a uniformiza solicitarea ambelor flancuri ale aceluiași dinte.
Valorile adoptate pentru unghiul de degajare γ depind de condițiile de așchiere și de materialul de așchiere.
Valorile adoptate pentru unghiul γ sunt pentru fontă cenușie, oțel cu , alamă și între pentru fontă dură, oțel cu și bronz.
Unghiul de așezare α se execută în scopul micșorării frecării dintre sculă și piesă. Pentru valori mari ale unghiului α forțele de așchiere au valori mici iar frecările dintre scule și piesă, precum și uzura sculei au valori mici. Dezavantajul adoptării valorilor mari constă în micșorarea rezistenței vârfurilor așchietoare.
Forma suprafeței de așezare a dintelui tarodului se alege astfel ca să se asigure unghiul de așezare suficient de mare pentru a se micșora frecarea dintre sculă și piesă, iar la reascuțirea tarodului să permită obținerea aceluiași profil al filetului.
În acest scop se execută o detalonare a dințiilor tarozilor după o spirală arhimedică. Dintre elementele constructive ale tarozilor, o mare importanță revine canalelor pentru evacuarea așchiilor. Aceste canale prin profilul lor, trebuie să asigure spațiul necesar întregului volum de așchii rezultate de filetarea găurilor, să permită alunecarea așchiilor pe fața de degajare, să permită reascuțirea fără a produce trepte pe fața de degajare și să evite intrarea și înțepenirea așchiilor între fața de așezare și piesă, la deșurubarea tarodului.
Numărul canalelor tarozilor se alege în funcție de diametrul nominal al filetului, de materialul de prelucrat, de felul prelucrării și de posibilitatea măsurării. În general se execută trei canale pentru tarozii cu diametrul sub 25 mm și patru canale pentru tarozii cu diametrul mai mare de 25 mm. Pentru materialele tenace și moi, tarozii de mașină pot avea două canale, iar cei manuali trei canale.
1.1.2 Tarozi standardizați
În funcție de precizia lor, tarozii pentru filetul metric normal și metric fin se execută în patru clase de precizie: A, B, C și D iar pentru filet pentru țevi, cilindric doar două clase B și C.
Tarozii de mână se execută din oțel aliat pentru scule CS 14, C120 sau MCW14, STAS 3611-96 iar tarozii de mașină și pentru piuliță se execută din oțel rapid Rp3, STAS 7382-96.
Filetul tarodului se rectifică, cu excepția tarodului din oțel aliat pentru scule, clasa de precizie C și D.
Rugozitatea suprafețelor tarodului se stabilește conform STAS 6372-96 astfel:
Ra = 0,8 pe suprafețele de degroșare și pe suprafețele de așezare de pe conul de atac;
Ra = 0,8 pe suprafețele filetului pentru tarozii rectificați;
Ra = 3,2 pentru suprafețele filetului tarozilor nerectificați, suprafețele canalelor sunt lustruite.
Pe conul de atac se execută detalonarea la diametrul exterilor prin rectificare, pentru tarozii cu filet rectificat se execută detalonare de profil complet al filetului pe toată lungimea părții filetate.
În cazul tarozilor rectificați partea de calibrare se prevede cu o conicitate inversă pentru diametrul exterior, mediu și interior, și numai pe diametrul mediul și interior pentru tarozii cu filet rulat.
În STAS 7447-96 sunt stabilite dimensiunile de execuție ale tarozilor scurți de mașină și de mână pentru filetul metric normal și metric fin. Acești tarozi se pot folosi ca tarozi unici pentru găuri străpunse sau pentru găuri înfundate sau ca tarozi în jocuri de doi pentru filetarea materialelor greu prelucrabile.
Filetarea se mai poate realiza cu tarozi de mână pentru filet metric conform STAS 1112 – 97, acești tarozi se execută în jocuri de doi tarozi pentru filet metric fin și jocuri de trei tarozi pentru filet metric normal. Pentru filetarea mecanică a piulițelor se folosesc tarozi cu conuri de atac lung, conform STAS 1153-97, acești tarozi pot fi cu coadă lungă sau cu coadă scurtă.
1.1.3 Tarozi speciali
Tarozii speciali, fig.1.4, sunt destinați îmbunătățirii condițiilor de filetare pentru piese din diferite materiale cu precizii diferite, de forme diferite. Fiecare tarod special oferă avantaje numai în condițiile tehnologice pentru care a fost proiectat.
Prin realizarea acestor tarozi speciali s-au adus unele îmbunătățiri ale geometriei tarozilor:
Execuția unor conuri de atac mai lungi pentru a realiza forțe de strivire mai mici. Deoarece la găurile înfundate nu este posibil întotdeauna să se utilizeze tarozi lungi, forța de strivire se micșorează prin micșorarea jocului dintre suprafața filetului prelucrat și fața de așezare a tarodului, care se realizează printr-o detalonare specială a tarodului, care asigură jocul necesar dintre tarod și piesă, fără a micșora unghiul de așezare;
În scopul ușurării scurgeri așchiilor, acești tarozi pot fi îmbunătățiți prin micșorarea porțiuni de calibrare, menținând această porțiune lisă la un diametru mai mic decât diametrul filetului dar pe care se continuă canalele elicoidale.
Fig.1.4 Tarod special
Alte tipuri de tarozi speciali sunt tarozii cu filet rărit, se caracterizează prin aceea că au lipsă unele porțiuni al spirei.
Tarozii cu filet rărit se pot folosi cu succes, de exemplu la filetarea pieselor din oțel turnat, oferind următoarele avantaje: micșorarea frecării dintre scule și piese, evacuarea mai ușoară a așchiilor, micșorarea solicitării termice a tarodului, evitarea lipirii așchiilor pe tăișul tarodului.
În cazul filetării pieselor din fontă cu duritate mare până la 300 HB, solicitările care apar produc o uzură mare a tarozilor din oțel rapid.
Pentru a se mări durabilitatea tarozilor în cazul filetării pieselor din fontă, s-au realizat tarozi din carburi metalice.
În figura 1.5 sunt reprezentate curbele uzuri pe fața de așezare α în funcție de numărul găurilor filetate, pentru tarodul din oțel rapid (curba a) și pentru tarozii din carburi metalice ( curba b).
Fig1.5 Uzura tarozilor din oțel și din carburi metalice
Un alt tarod special este tarodul în trepte.
Un asemenea tarod este format dintr-o porțiune cilindrică de ghidare, urmată de o primă treaptă de așchiere care îndepărtează o primă parte din adausul de prelucrare realizând un anumit profil, treptele suprafețele filetului pentru tarozii rectificați;
Ra = 3,2 pentru suprafețele filetului tarozilor nerectificați, suprafețele canalelor sunt lustruite.
Pe conul de atac se execută detalonarea la diametrul exterilor prin rectificare, pentru tarozii cu filet rectificat se execută detalonare de profil complet al filetului pe toată lungimea părții filetate.
În cazul tarozilor rectificați partea de calibrare se prevede cu o conicitate inversă pentru diametrul exterior, mediu și interior, și numai pe diametrul mediul și interior pentru tarozii cu filet rulat.
În STAS 7447-96 sunt stabilite dimensiunile de execuție ale tarozilor scurți de mașină și de mână pentru filetul metric normal și metric fin. Acești tarozi se pot folosi ca tarozi unici pentru găuri străpunse sau pentru găuri înfundate sau ca tarozi în jocuri de doi pentru filetarea materialelor greu prelucrabile.
Filetarea se mai poate realiza cu tarozi de mână pentru filet metric conform STAS 1112 – 97, acești tarozi se execută în jocuri de doi tarozi pentru filet metric fin și jocuri de trei tarozi pentru filet metric normal. Pentru filetarea mecanică a piulițelor se folosesc tarozi cu conuri de atac lung, conform STAS 1153-97, acești tarozi pot fi cu coadă lungă sau cu coadă scurtă.
1.1.3 Tarozi speciali
Tarozii speciali, fig.1.4, sunt destinați îmbunătățirii condițiilor de filetare pentru piese din diferite materiale cu precizii diferite, de forme diferite. Fiecare tarod special oferă avantaje numai în condițiile tehnologice pentru care a fost proiectat.
Prin realizarea acestor tarozi speciali s-au adus unele îmbunătățiri ale geometriei tarozilor:
Execuția unor conuri de atac mai lungi pentru a realiza forțe de strivire mai mici. Deoarece la găurile înfundate nu este posibil întotdeauna să se utilizeze tarozi lungi, forța de strivire se micșorează prin micșorarea jocului dintre suprafața filetului prelucrat și fața de așezare a tarodului, care se realizează printr-o detalonare specială a tarodului, care asigură jocul necesar dintre tarod și piesă, fără a micșora unghiul de așezare;
În scopul ușurării scurgeri așchiilor, acești tarozi pot fi îmbunătățiți prin micșorarea porțiuni de calibrare, menținând această porțiune lisă la un diametru mai mic decât diametrul filetului dar pe care se continuă canalele elicoidale.
Fig.1.4 Tarod special
Alte tipuri de tarozi speciali sunt tarozii cu filet rărit, se caracterizează prin aceea că au lipsă unele porțiuni al spirei.
Tarozii cu filet rărit se pot folosi cu succes, de exemplu la filetarea pieselor din oțel turnat, oferind următoarele avantaje: micșorarea frecării dintre scule și piese, evacuarea mai ușoară a așchiilor, micșorarea solicitării termice a tarodului, evitarea lipirii așchiilor pe tăișul tarodului.
În cazul filetării pieselor din fontă cu duritate mare până la 300 HB, solicitările care apar produc o uzură mare a tarozilor din oțel rapid.
Pentru a se mări durabilitatea tarozilor în cazul filetării pieselor din fontă, s-au realizat tarozi din carburi metalice.
În figura 1.5 sunt reprezentate curbele uzuri pe fața de așezare α în funcție de numărul găurilor filetate, pentru tarodul din oțel rapid (curba a) și pentru tarozii din carburi metalice ( curba b).
Fig1.5 Uzura tarozilor din oțel și din carburi metalice
Un alt tarod special este tarodul în trepte.
Un asemenea tarod este format dintr-o porțiune cilindrică de ghidare, urmată de o primă treaptă de așchiere care îndepărtează o primă parte din adausul de prelucrare realizând un anumit profil, treptele următoare îndepărtează restul adaosului de prelucrare, ultima treaptă realizând și calibrarea filetului prin intermediul unei porțiuni cilindrice de pe tarod.
Se pot folosi asemenea tarozi pe strung, pe mașini de găurit, sau pe mașini de filetat.
Viteza de așchiere este de circa 10 m/min.
Se folosesc ca lichide de așchiere diferite emulsii.
Asemenea tarozi se utilizează pentru realizarea filetului trapezoidal.
Pentru execuția mai productivă a filetului trapezoidal se poate folosi tarodul – broșă.
Acest tarod execută așchii înclinate, iar dinții sunt prevăzuți cu supraînălțare succesivă.
Se realizează astfel o combinarea principiului tarodării cu principiul broșării.
Fig.1.6 Tarod pentru filetarea trapezoidală
Modul de construcției a tarodului – broșă este indicat în figura 1.7.
Pentru filetarea găurilor în alezaje neferoase și oțelul cu duritate până la 35 HRC se pot folosi tarozi fără canale. Acești tarozi lucrează prin deformare plastică fiind de forma unor tarozi obișnuiți la care însă nu se execută canale pentru așchii. Filetul obținut prin deformare este mai rezistent în comparație cu filetul realizat prin așchiere.
Calitatea suprafeței flancului este superioară la filetul deformat producându-se o netezire a asperităților.
Fig1.7 Tarod-broșă
Filetarea cu asemenea tarozi se poate realiza pe strunguri pe mașini de filetat și pe mașini de găurit. Duritatea acestor tarozi este de 5-10 mai mare decât a tarozilor obișnuiți.
1.1.4 Momentul de torsiune la filetarea cu tarodul
Tarozi sunt scule care au dimensiunile impuse de dimensiunile alezajului care trebuie filetat din această cauză, rezistența mecanică a tarozilor este limitată, nefiind posibilă supradimensionarea.
Este necesar a se folosi o geometrie și un regim de așchiere ales astfel încât tarodul să nu se rupă și durabilitatea să fie mai mare și să se cunoască legea de variație a momentului de torsiuni Mt care apare la filetarea cu tarodul.
Faptul că momentul de torsiune este mai mic la tarodarea fontei decât la tarodarea oțelului se explică prin aceea că așchiile rezultate la tarodarea fontei sunt așchii de rupere, de dimensiuni mici care se evacuează ușor prin canale tarodului fără a se crea frecări suplimentare.
Momentul de torsiune maxim ce poate fi preluat de tarod se calculează cu relația 1.1.
[daN·mm] (1.1)[3]
Unde:
k1- coeficient care depinde de numărul dinților tarodului;
D1- diametrul interior al tarodului.
Măsurându-se momentul de torsiune Mt, s-a constatat că valoarea sa maximă apare la tarodul de degroșare, ceea ce este dezavantajos din punct de vedere al solicitării tarodului, dar este avantajos din punct de vedere al ghidării tarodului.
În figura 1.8 sunt prezentate curbele de variație ale momentului de torsiune Mt în raport cu adâncimea de pătrundere a tarodului pentru filetul M 10 în cazul folosirii unui tarod rulat – curba 1, și a unui tarod așchiat și rectificat – curba 2.
Fig.1.8 Variația momentului de torsiune cu
adâncimea de pătrundere a tarodului
Se constată o diferență între momentele de torsiune la filetarea cu cele două tipuri de tarozi, momentul fiind mai mare la tarodul rulat. Diferența este mai mare când partea de calibrare a tarodului pătrunde în piesă ceea ce se explică prin mărimea frecării dintre flancurile dinților tarodului rulat și piesă.
Prin reducerea momentului de torsiune și creșterea durabilității, construcția tarodului oferă posibilitatea unui mai bune ungeri și răciri și o evacuare mai ușoară a așchiilor.
1.1.5 Probleme de precizie la filetarea cu tarodul
În timpul filetării cu tarodul apare o serie de erori cauzate de abaterile de la coaxialitate. Astfel, există următoarele axe geometrice între care se pot considera excentricități: axa de rotație a mașinii, axa mandrinei, axa filetului tarodului, axa găurii de filetat.
În ceea ce privește prinderea tarodului erorile pot fi: prinderea rigidă a unui tarod rigid, prinderea rigidă a unui tarod elastic și prinderea flotantă a unui tarod cu rigiditate oarecare.
1.1.6 Ascuțirea și reascuțirea tarozilor
La această operație trebuie să se realizeze geometria exactă a sculelor (unghiurile și razele de racordare de la vârful tăișurilor) precum și rugozitatea impusă suprafețelor sculei care vin în contact cu piesa sau cu așchiile. Calitatea și precizia filetului, precum și durabilitatea tarodului, depind de modul de ascuțire sau reascuțire.
Pentru ascuțirea și reascuțirea tarodului, se utilizează mașini speciale de ascuțit precum și mașini universale de ascuțit.
1.1.7 Regimul de așchiere la filetarea cu tarodul
Regimul de așchiere la filetarea cu tarodul este influențat de anumiți factori:
adâncimea de așchiere: în cazul prelucrării filetelor cu tarozi, adâncimea de așchiere este determinată în funcție de diametrul și pasul filetului;
avansul la tarodare: în cazul filetării cu tarozi și filiere avansul este egal cu pasul filetului care se execută;
viteza de așchiere: viteza economică de așchiere în cazul filetării cu tarozi se determină cu relația 1.2.
[m/min] (1.2)[3]
Unde:
Cv – coeficient ce ține seama de materialul piesei și sulei, și de tipul sculei;
d – diametrul nominal al filetului [mm];
T – durabilitatea sculei [min];
p – pasul filetului [mm];
x,y,m – exponenți de așchiere.
La filetarea cu tarozi se utilizează ca lichid de așchiere: emulsii și uleiuri. Pentru creșterea durabilității tarozilor se recomandă utilizarea următoarelor lichide:
pentru oțeluri de construcții – emulsie cu 10% MOS2;
pentru fontă – petrol cu 3% MOS2;
pentru alamă și cupru – aplicarea pe tarod a unui praf și a unui strat de pastă de MOS2.
Lichidul care asigură precizia cea mai mare pentru prelucrare este petrolul lampant pulverizat în aer la o presiune de 1,4 atm.
1.2 MAȘINI – UNELTE ȘI DISPOZITIVE UTILIZATE LA FILETAREA CU TARODUL
Cele mai utilizate mașini – unelte pentru realizarea filetelor sunt mașinile realizate pe orizontală.
Mașinile de alezat sunt mașini – unelte cu un grad înalt de universalitate, fiind utilizate în fabricațiile de unicate și de serie mică, pentru prelucrarea pieselor de tip carcasă prevăzute cu alezaje de precizie, dar și cu suprafețe plane, diferite canale, găuri filetate etc. Procedeul de prelucrare a acestor mașini este strunjirea interioară cu scule fixate în bacul de alezare.
Mașina de alezat orizontal se mai numește și mașină de alezat – frezat, dată fiind ponderea importantă a prelucrărilor de frezare în totalul prelucrărilor efectuate pe aceste mașini. Arborele principal al acestora are axa de rotație orizontală.
Construcția unei mașini de alezat este prezentată în figura 1.9 și 1.10.
SVA1, SVA2, SVA3, – servoacționări;
MO – montant;
MP – motor principal;
AP – arborele principal;
ST – sanie transversală;
SL – sanie laterală;
BA – batiu;
MA – masa mașinii.
Fig.1.9 Mașină de alezat orizontală cu montant deplasabil
Fig.1.10 Mașină de alezat orizontală cu montant
fix și masă deplasabilă
În această variantă se construiesc mașini de alezat orizontale care permit prelucrarea pieselor cu greutatea maximă până la 15 tone.
Acționarea principală are motorul MP, de curent continuu sau de curent alternativ, care permite reglarea continuă turației arborelui principal. În interiorul corpului de alezat CA se găsește o grupă multiplicatoare cu transmisii dințate și cuplaje electro-magnetice care măresc raportul de reglare a turației arborelui principal AP.
Mișcarea de avans axial a AP, pe axa Z este realizată cu o acționare de avans dispusă în interiorul corpului de alezat CA, care preia mișcarea de la acționarea principală, sau cu o servoacționare.
Pentru acționarea săniilor pe axele X’, Y și W’ sunt prevăzute servoacționările SVA1, SVA2 și SVA3 cu șuruburi conducătoare cu bile. Mișcarea de rotație a mesei MA, axa B’ este obținută de la servoacționarea SVA4, printr-un angrenaj pinion-coroană dințată interioară sau prin melc-roată melcată.
Mașinile de alezat au nevoie de anumite accesorii în vederea unor prelucrări precise:
dispozitiv de rigidizare: au rolul de a susține arborele principal și ai asigura o rigiditate sporită la prelucrări de găurire, filetare, strunjire interioară, frezare cu arborele principal în consolă;
capul de frezare vertical numit și cap unghiular, este utilizat la prelucrarea prin frezare a suprafețelor orizontale sau la prelucrarea alezajelor verticale;
cap de frezat universal: pot fi utilizate la prelucrarea prin frezare a suprafețelor înclinate.
Valorii orientative ale parametrilor caracteristici principali ai mașini de alezat orizontală:
– diametrul arborelui principal – 60…300 [mm]
– conul din arborelui principal – ISO 40, 50, 60
– valori limită ale turației – 25…1250 [rot/min]
– valori ale vitezei de avans – 1…2000 [mm/min]
– viteza de avans rapid – 5…10 [m/min]
– puterea motorului principal – 7…50 [kW]
– greutatea max. suportată de masă – 15…25 [tone]
Capitolul II
FILETAREA CU TAROZI ȘI COMPENSATOR DE PAS
2.1 CONSIDERAȚII PRIVIND PRELUCRAREA FILETELOR INTERIOARE MARI
La Uzina Constructoare de Mașini s-au executat turbine hidralulice Kaplan de 178 MW pentru centrala hidro-electrică de la Porțile de Fier. Asamblarea pieselor turbinei s-a realizat cu elemente de îmbinare prevăzute cu filete. În această lucrare se încearcă aducerea unor contribuții, la rezolvarea problemei filetării cu tarozi, a piulițelor și a găurilor filetate cu diametrul de la M64 până la M80.
La început s-au folosit pentru filetare tarozi de mașină compuși din jocuri de trei tarozi cu canale elicoidale. S-au filetat piulițe cu diametrul de la M64 până la M80 și găuri filitate M72 în statorul turbinei, lucrând pe o mașină de găurit radială și s-au întâmpinat următoarele probleme:
– flancurile filetelor au prevăzut rizuri, rugozitatea suprafeței filetate fiind necorespunzătoare;
– filetul nu corespunde dimensional față de calibrele tampon „trece” și „nu trece”;
– profilul filetului era necorespunzător din cauza forțelor mari axiale dezvoltate;
– s-a format o porțiune conică corespunzătoare conului de atac a tarodului (fig.2.1) din cauza că s-a lucrat cu urmărirea manuală a pasului filetului, mașina nefiind cuplată în pas.
În felul acesta s-au rebutat multe piulițe și a fost necesar să se remanieze unele găuri filetate la statorul turbinei.
Pentru eliminarea rebuturilor, pentru îmbunătățirea calității și pentru mărirea productivității muncii s-au proiectat și executat o gamă de tarozi din câte un singur tarod pentru piulițe de la M64 până la M80, tarozi compuși dintr-un set de 2 tarozi pentru găurile M72 din statorul turbinei și un mandrin cu compensator de pas.
Tarozii s-au executat din oțel rapid, cu 4 până la 6 canale de șpan drepte, cu rupătoare de șpan pe canalul de atac, cu filet conic la 20 pe partea din față a conului de atac.
Fig. 2.1 Piuliță filetată cu un tarod, fără rupătoare
de șpan pe conul de atac
Mandrinul este constituit din oțel de cementare și oțel de rulment și permite deplasarea axială a tarodului cu frecare mică.
Deplasarea axială are o cursă de maximum 55 mm și se realizează pe 168 de bile de rulment de 6 mm, iar antrenarea se realizează cu o singură bilă de 24 mm.
Astfel se asigură o centrare corectă a tarodului, se pot transmite momente de răsucire cu frecari logitudinale minime, tarodul urmărește cu precizie pasul filetului și filetele prelucrate sunt de calitate bună și cu profil corect. Pentru ușurarea introducerii tarodului în gaură la începutul filetării, mandrinul este prevăzut cu un arc de tampoane.
După terminarea operației de filetare arcului de reducere retrag port – tarodul în poziția inițială. Mandrinul are port – tarodul schimbabil și se poate folosi pentru tarozi cu diametrul de la M48 până la M80 conform tabelului 1.1.
Un tarod din oțel rapid cu flancuri rectificate ar trebui să lucreze la aceiași viteză de așchiere ca un cuțit de strung din același oțel rapid, dar în funcție de pasul filetului, din cauza centrării imperfecte a tarodului s-au stabilit în mod empiric viteze mai mici de așchiere.
Aceste valori sunt informative și la filetarea pieselor în serie este de preferat de a stabili vitezele de așchiere prin încercări de la caz la caz, în funcție de durabilitatea optimă a tarozilor.
Tabelul 2.1
În diagrama din figura 2.2 se prezintă momentele de torsiune maxime calculate pentru filetarea piulițelor M27 până la M80 din OLC45, cu tarozi fără rupătoare de șpan pe conul de atac și cu tarozi prevăzuți cu rupătoare de șpan pe conul de atac.
Momentul de torsiune la tarozii cu rupătoare de șpan este mai mic cu 15 până la 20% față de momentul de torsiune la tarozii fără rupătoare de șpan, din cauza diferenței de grosime a șpanului.
Rezistența la așchiere Ks în daN/mm², funcție de grosimea șpanului se prezintă în figura 2.3.
În continuare se prezintă câteva formule de calcul folosite pentru determinarea momentului de torsiune maxim la filetarea piulițelor.
Fig. 2.2 Momentul de torsiune la filetarea
piulițelor din oțel OLC 45
Fig.2.3 Rezistența la așchiere Ks în daN/mm2,
funcție de grosimea șpanului „S”
În cazul filetării cu tarozii fără rupătoare de șpan pe conul de atac grosimea așchiei „a”, îndepărtată de un dinte este egală cu:
a = [mm²] (2.2)[6]
deoarece
q [mm] (2.1)[6]
Momentul de torsiune maxim al tarodului este egal cu:
[daNcm] (2.3)[6]
Unde: ks– rezistența la așchiere [daN/mm²]
R = 0,5 x diametrul mediu al filetului [cm]
m – lungimea piuliței [mm]
În cazul filetării cu tarozi prevăzuți cu rupătoare de șpan pe conul de atac grosimea așchiei a’, îndepărtată de un dinte este egală cu:
a' [mm] (2.4)[6]
Secțiunea șpanului
q [mm] (2.5)[6]
Momentul de torsiune maxim al tarodului este egal cu:
(2.6)[6]
Rezultatele obținute la filetarea cu acești tarozi, folosiți cu un mandrin cu compensator de pas, au fost satisfăcătoare.
S-au eliminat rebuturile, găurile filetate au corespuns la controlul cu calibrele tampon „trece” și „nu trece”, rugozitatea suprafețelor prelucrate a corespuns și nu s-a format o porțiune conică la intratea tarodului în alezaj conform fig.2.4.
De asemenea s-a mărit productivitatea la operația de filetare prin reducerea numărului de tarozi utilizați, de la un set de 3 tarozi la 1 tarod pentru piulițe, și 2 tarozi pentru găuri filetate în oțel turnat. La întocmirea proiectului mandrinul cu compensator de pas s-a folosit experiența Uzinei Constructoare de Mașini cu 3 tipuri de mandrine de filetat mai mici, importate de la firma S.P.V. din Suedia, cu care se lucrează de mai mulți ani la filetarea cu tarozi a găurilor cu diametrul de la M6 până la M42.
Fig.2.4 Piulița filetată cu un tarod prevăzut cu rupătoare de șpan
2.2 PROIECTAREA MANDRINULUI CU COMPENSATOR PENTRU TAROZI M45 … M80
Pentru proiectarea mandrinului compensator s-a efectuat calculul momentului de torsiune și a eforturilor unitare a unor elemente din componența acestuia.
[daNcm]
Unde: q – secțiunea așchiei [mm²];
k5 – rezistența la așchiere [daN/mm²];
R = 0,5xdiametrul mediu al filetului [cm];
m – lungimea piuliței.
q mm2
unde: p – pasul filetului, p = 4 mm;
t1 – înălțimea dintelui t1 = 2,5 mm;
R = cm;
daN/mm²;
tg= tg 2º = 0,035;
m = 80 mm.
Momentul de torsiune Mt va fi:
Mt daN/cm²
Se calculează momentul de inerție și efortul unitar pentru reducția confecționată din 13 CN 30, supusă la torsiune, având secțiunea reprezentată în figura 2.5:
Fig.2.5 Secțiune reducție
Dimensiunile secțiunii reducției sunt:
D = 80 mm
d = 56 mm
Se calculează momentul de inerție polar al suprafeței inelului în raport cu centrul lui.
Se calculează momentul de rezistență polar, pentru secțiunea inelară a reducției:
Cele două secțiuni normale pe axa barei, situate la distanța l se răsucesc una față de alta cu un unghi:
Răsucirea specifică are valoarea:
Efortul unitar tangențial pe conturul exterior al inelului (din secțiunea reducției), se calculează:
Efortul unitar tangențial pe conturul interior este:
Rezistența admisibilă a materialului τa, se calculează:
> >
Calculul de rezistență al pinolei, realizată din RUL2 și supusă la torsiune.
Fig.2.14 Secțiune pinolă
Dimensiunile secțiunii pinolei sunt:
D = 72 mm
d = 40 mm
Se calculează momentul de inerție polar al suprafeței inelului în raport cu centrul lui:
Se calculează momentul de rezistență polar, la secțiunea circulară:
Cele două secțiuni normale pe axa barei, situate la distanța l se răsucesc una față de alta cu un unghi:
Răsucirea specifică va fi:
Rezistența atmisibilă a materialului este:
Efortul unitar tangențial pe conturul exterior:
Efortul unitar tangențial pe conturul interior:
> >
Calculul de rezistență la răsucire, pentru conul morse 6 confecționat din 13CN30.
Fig.2.7 Secțiune con Morse 6
d = 63,348 mm
Momentul de inerție polar la secțiunea circulară în raport cu centrul lui, se calculează.
Modulul de rezistență polar, pentru secțiunea circulară a conului:
Cele două secțiuni normale pe axa barei, situate la distanța l se răsucesc una față de alta cu un unghi:
Răsucirea specifică are valoarea:
Efortul unitar tangențial pe conturul conului:
Rezistența admisibilă a materialului:
>
Calculul de rezistență al penei, realizată din OSC supusă la frecare.
În secțiunile transversale solicitate se dezvoltă tensiuni tangențiale.
Valoarea acestei tensiuni tangențiale este:
(6.1)[3]
Unde: T – forța tăietoare
A – aria secțiuni de forfecare.
Fig.2.8 Calculul de rezistență al penei
D = 20 mm
d = 6 mm
Se calculează rezistența materialului:
Se calculează forța tăietoare capabilă:
Calculul de rezistență la strivire pentru Bila VI 24A, confecționată din RUL 1.
Fig.2.9 Calculul de rezistență al bilei VI 24A
Pentru determinarea rezistenței la strivire trebuie calculată presiunea de contact.
Presiunea de contact poate fi considerată o tensiune normală ce se dezvoltă pe suprafața de contact. Dacă presiunea atinge valori mari atunci zona de contact se poate distruge prin strivire.
În acest caz condiția de rezistență la strivire este:
(5.2)[3]
Unde: ;
R = 3,8 cm = 38 mm;
D = 25 mm;
<
Rezistența la strivire este verificată.
2.3 PROIECTAREA TAROZILOR M 60X4 ȘI M 80X4
Aceste scule destinate prelucrării filetelor interioare, prin copierea profilului sculei care se înșurubează în suprafața generată progresiv, lucrând ca un cuțit pieptene – disc cu diametrul exterior egal cu diametrul nominal al filetului și având mai multe rânduri de tăișuri principale, respectiv canale de degajare.
Elementele constructive principale ale tarozilor obișnuiți sunt prezentate în fig.2.10, zona de lucru Zl (cuprinzând conul de atac CA și partea de calibrare PC) și partea de prindere (coada) pp, unite eventual printr-un canal de degajare CD. Fiecare dintre ele sunt caracterizateprin diametrele d, (diametrul nominal) d și respectiv d.
Diametrul minim al zonei de atac d3 trebuie să fie mai mic decât diametrul găurii semifabricatului, iar diametrul d4 al miezului de rezistență mecanică rezultat între canale trebuie să fie suficient de mare;concomitent canalel de degajare trebuie să aibă o secțiune transversală suficientă pentru acumularea și deformarea așchiilor.
Pentru relizarea unghiului α = 0, suprafețele de așezare sunt detalonate în conul de atac atât la exterior cât si la interior, iar în partea de calibrare numai la diametrul exterior și de obicei în întregimenumai la tarozii cu diametrul mare, în scopul, micșorării frecării cu piesa.
Fig.2.10 Elemente constructive ale tarozilor
2.3.1 Scheme de prelucrare și tipuri de tarozi
Schemele de îndepărtare a adaousului de prelucrare sunt similare cu cele de la strunjire cu cuțite – pieptene. Tarozii obișnuiți în serie de câte 2 sau 3 scule lucrează după una din schemele din figura 2.11.
Fig.2.11 Scheme de prelucrare cu tarozi
Tarozii cilindrici (fig. 2.11) au diametrul nominal redus pentru toți tarozii din set, cu excepția ultimului tarod (de finisare), iar tarozii conici au diametrul nominal neredus pentru tarozii de degroșare și intermediari, în același timp au conul de atac mai lung față de prima categorie.
Tarozii obișnuiți, cu construcție cilindrică, îndepărtează adausul de prelucrare ad și respectiv ai și af, cu tarozii de degroșare intermediari și de finisare prin așchierea unor straturi paralele, fiecare dinte îndepărtând stratul „a” prin așchiere de grosime:
Unde: p – pasul filetului [mm];
z – numărul de dinți;
Χ – unghiul de atac [grade].
2.3.2 Stabilirea parametrilor constructivi ai părții active
Numărul de dinți z
Pentru tarozii obișnuiți, z se alege din tabele. Pentru filetarea găurilor adânci, ca și pentru prelucrarea bronzului și a fontei, numărul de dinți se alege mai mare decât cele pentru filetarea oțelului.
z = 6 dinți
Diametrul miezului d4 și lățimea dintelui m.
Fig.2.12 Parametrii constructivi ai tarodului
Se recomandă alegerea acestora din tabelul (7.10)[6], în funcție de diametrul nominal al filetului d, de materialul tarodului și de numărul de dinți z.
Pentru conul de atac se recomandă diminuarea acestor mărimi până la valoarea:
c) Forma și dimensiunea canalelor
Pentru canalele mari (d > 6 mm) se folosesc două raze (fig.2.12)
Canalele obișnuite sunt cele rectilinii.
Lungimea conului de atac l5 se stabilește cu relația:
Unghiul de atac χ rezultă din relația:
Lungimea părții de calibrare
g) Partea de prindere trebuie să asigure centrarea tarodului și transmiterea momentului de torsiune, prin intermediul antrenorului.
Cozile de trecere trebuie să fie mai mici cu 0,25……..1,5 mm față de diametrul interior al filetului a și g urmând în același timp rezistența și rigiditatea tarodului.
Antrenorul este de regulă pătrat.
Diametrul de interior al tarodului, d3.
i) Înălțimea așchiei a1 se stabilește de regulă între valorile 0,02 mm și 0,15 mm rezultând din condiții de optimizare a formării și desprinderii așchiilor, ca și din valorile razei tăișurilor.
j) Distribuția adausului de prelucrare între tarozii seturilor.
În cazul setului de 3 tarozi de tip cilindric, tarodul de degajare înlătură circa 56% …60% din secțiunea golului filetului, cel intermediar înlătură 28%…30% din acesta, iar cel de finisare 10%…16%, dinții îngroșâdu-se de regulă treptat la tarozii II și III, atât în zona de atac cât și în cea de calibrare.
Stabilirea geometriei tăișurilor
Unghiul de așezare: se stabilește corelat cu mărimea detalonării. El se măsoară de regulă în plan perpendicular pe axa tarodului.
α = 10º
Unghiul de degajare γ se alege în funcție de materialul filetat conform tabelului (7.15)[6]. În vederea reascuțirii tarozilor, canalele de evacuare a așchiilor se proiectează cu raze minime, urmând ca acestea să crească prin reascuțire.
γ = 5º
Condiții tehnice pentru tarozi
Abaterile de la dimensiunile și forma nominală a tarozilor implică abateri ale filetelor realizate.
Diametrul exterior al tarodului „d”;
Toleranța diametrului exterior se recomandă a fi între 0,03….0,062 mm.
S-a ales pentru tarodul M80 = 0,050 mm.
Diametrul mediu d se tolereză cu o abatere inferioară din gama de valori d = 0,012….0,036 mm. S-a ales pentru d = 0,020 mm;
Pentru pasul filetului sa ales o abatere de p = 0,01 mm.
Abaterea unghiului de profil al filetului se prevăd la valori de +35’…+15’;
S-a ales pentru < 30º ± 15’
Rugozitatea suprafețelor tarozilor se prevede la valori Ra = 0,8…0,2 μm;
Rugozitatea aleasă pentru suprafețele tarodului M 80 este: Ra = 0,8 μm.
2.4 ANALIZA CONSTRUCTIVĂ A APARATELOR DE FILETARE S.P.V.
2.4.1 Descrierea S.P.V. – ului
Dispozitivul permite tăierea filetelor de interior (numai a filetelor de dreapta) cu scule de filetat manual pe orice mașină de lucru care funcționează pe baza unui motor al cărui ax are rotație alternativă reversibilă.
Aici este indiferent dacă axul este poziționat vertical sau orizontal, pe mașini de găurit, frezat sau alezat.
Lagărul cu rulmenți cu bile a corpului de echilibrare, invenție brevetată, permite ca burghiul de filetat să secționeze în material fără a fi influiențat de forțele axiale.
Cuplajul de suprasarcină protejează burghiul de filetat de posibilitatea ruperi acestuia.
Diametrul de tăiere: Tip SA – 0E M2 – M6
Tip SA – 1E M6 – M16
Tip SA – 2E M14 – M30
Tip SA – 2½E M30 – M42
Tip SA – 3C M42 – M68.
Diametrele maxime sunt variabile pentru filetarea în OL50 la o grosime centrală după ISO.
2.4.2 Montarea dispozitivului și a sculei de filetat
1. Dispozitivul se montează de mână cu o scurtă mișcare bruscă în axul mașinii fără a lovi sau exercita presiuni asupra acestuia. Tija și conul interior trebuie să fie lipsite de murdărie sau grăsimi. La reglajul SA – 2½ E și la SA – 3C se montează o pană transversală.
2. Burghiul de filetat se introduce în suportul potrivit. La montare se rotește în așa fel în cât pătratul să stea în canelura de antrenare. La reglajul SA – 0E piulițele din plastic se strâng doar cu mâna.
3. Suportul burghiului de filetat se introduce în corpul de echilibrare și se rotește astfel încât se angrenează în bolțul de antrenare și se simte că se blochează.
4. Știftul de blocare se slăbește din bucșa de cuplare cu ajutorul chiei imbus (o jumătate de tură).
5. Cuplajul de suprasarcină se reglează pe „slab”.
6. Știftul de blocare se trage.
7. Se pornește mașina.
2.4.3 Tăierea filetelor
1. Gaura de centrare se pornește pe mijlocul burghiului de filetat.
2. Se lasă burghiul de filetat să taie. Când a tăiat numărul dorit de spire, axul se cuplează pe stânga până când iese burghiul din material.
La ieșire se are în vedere ca axul mașinii să nu apese pe burghiu.
Burghiul trebuie să sară din filetul format la ieșire pentru ca să nu deterioreze prima canelură a filetului tăiat.
Dacă cuplul se oprește înainte ca burghiul să taie numărul dorit de spire ale filetului, se lasă burghiul să se introducă, se redresează capul și se taie din nou până când burghiul de filetat a terminat de tăiat fără să se oprească.
Amortizarea stabilizatorului nu permite intersectarea nervurilor filetului.
Reglarea cuplului trebuie să se realizeze cu un burghiu ascuțit.
Dacă după tăierea unui anumit număr de filete cuplul se oprește nu se dereglează cuplul ci se schimbă burghiul cu un burghiu ascuțit.
3. La tăierea filetelor în aliaje, care sunt mai adânci decât lungimea penduluilui corpului de echilibru se poate lucra cu axul mașinii dar fără a exercita presiune cu axul pe burghiul de filetat.
În fig. 2.14 se prezintă un compensator de pas tip S.P.V.(produs de firma suedeză producătoare de scule așchietoare).
Fig. 2.14 Compensator de pas tip S.P.V.
Compensatorul de pas tip S.P.V. este un dispozitiv tip mandrin, care permite tăierea filetelor de interior (numai filete de dreapta), cu scule de filetat manual pe orice mașină de lucru care funcționează pe baza unui motor al cărui ax are rotație alternativă reversibilă, având în componența sa un cuplaj de suprasarcină, care protejează burghiul de filetat de posibilitatea ruperi acestuia.
Lagărul corpului de echilibrare al compensatorului de pas, permite ca burghiul de filetat să secționeze în material fără a fi influiențat de forțele axiale din timpul procesului de așchiere.
În fig.2.14 s-au notat urmatoarele părți componente ale compensatorului de pas tip S.P.V.:
Berbec;
Bușon de ulei;
Poziția – cel mai slab moment critic;
Poziția – cel mai puternic moment critic;
Poziția – cuplaj închis;
Poziția – corp de nivel în poziție de odihnă;
Poziția – sprijin găurit cu filet de tip S;
Corp glisant;
Șurub.
2.4.4 Întreținerea
Compensatorul de pas, în funcție de cât de des este întrebuințat, trebuie uns cu ulei odată pe săptămână sau pe lună.
Compensatorul de pas nu trebuie demontat, fiind necesare unelte speciale pentru aceasta.
Eventualele reparații vor fi făcute de furnizor.
Capitolul III
TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A PIESEI „CORP GLISANT” COMPONENTĂ A ANSAMBLULUI COMPENSATOR
DE PAS TIP S.P.V.
3.1 ANALIZA CONSTRUCTIV – TEHNOLOGICĂ A PIESEI „CORP GLISANT”
În figura 3.1, se prezintă piesa „corp glisant”:
Fig. 3.1 Piesa de analizat – corp glisant
a) Descriere constructivă
Piesa se va executa în clasa de precizie mijlocie, conform STAS 2300-88, și se concretizează prin următoarele condiții tehnice impuse:
precizie dimensională, realizare cote Φ40k6 (+0,018+0,002), 14-0,018-0,061, Φ14H8 ;
precizie geometrică, coaxialitate zonă Φ40k6, 0.03 mm, pe lungimea piesei 60, față de Φ85;
calitatea suprafeței, rugozitate generală Ra =6,3 (m);
rugozitate impusă Ra = 1,6 (m).
b) Descriere funcțională
Piesa face parte din ansamblul compensator de pas tip S.P.V. pentru tarozi, utilizat pentru tarodarea filetelor mari.
c) Stabilirea bazelor tehnologice
Piesa se va orienta și fixa între vârfurile universalului (bacuri) în cazul general de strunjire cilindrică exterioară. În cazul frezării, găuririi, piesa se va prinde pe masa mașinii de frezat sau de găurit cu ajutorul dispozitivelor adecvate, șurub, piuliță, bride.
d)Materialul de prelucrat
Se alege un oțel de uz general pentru construcții, OL 50, din STAS 500/2 – 99, având ca domeniu de utilizare:
Din tabelul 2, pagina 2, STAS 500/2 – 98, se extrage compoziția chimică pentru materialul mai sus menționat.
Caracteristicile mecanice și tehnologice ale materialului utilizat, se extrag din tabelul 4, pagina 3, STAS 500/2 – 98.
3.2 ALEGEREA TIPULUI DE PRODUCȚIE, CALCULUL LOTULUI DE FABRICAȚIE OPTIM
În industria constructoare de mașini există trei tipuri de producții și anume:
producție de masă;
producție de serie;
producție individuală sau de unicate.
În producția de masă produsele se execută în mod continuu, în cantități relativ mari și într-o perioadă lungă de timp (de obicei câțiva ani).
O caracteristică principală a producției de masă o constituie nu cantitatea de produse livrate, ci efectuarea la majoritatea locurilor de muncă a acelorași operații cu repetare continuă.
Producția fabricației de masă constă din produse de aceeași natură (unele standardizate), tipuri stabilizate de largă utilizare. O astfel de producție este de exemplu, producția de motoare electrice, rulmenți, automobile etc.
În producția de serie se execută serii de produse și loturi de piese, care se repetă cu regularitate după anumite și bine stabilite perioade de timp.
O caracteristică principală a producției de serie o constituie repetarea periodică a executării acelorași operații la majoritatea locurilor de muncă.
Produsele acestui tip de producție sunt mașini de tipuri stabilizate, fabricate în cantități mai mari sau mai mici, ca de exemplu mașini-unelte, motoare staționare cu ardere internă, pompe compresoare, utilaje pentru industria alimentară etc.
În producția individuală sau de unicate se execută produse într-o nomenclatură foarte variată în cantități mici în majoritate unicate.
Datorită acestui fapt producția individuală trebuie să fie universală și foarte elastică pentru a se putea executa nomenclatura largă și foarte variată de produse.
Producția individuală este proprie industriei constructoare de mașini grele, ale cărei produse sunt turbine hidraulice mari, mașini-unelte grele unicate, utilaje metalurgice etc.
a) Stabilirea tipului de producție
Relațiile pentru stabilirea tipului de producție se extrag din [10] pagina74.
Pentru determinarea tipului de producție s-a făcut un calcul preliminar al ritmului probabil de prelucrare cu relația :
Rt = [ore/buc]
unde :
Ft – fondul de timp disponibil;
Ft =[Zc – (Zl + Zs)]nsKs [ore/an]
Avem :
Zc = 365 zile;
Zl = 104 zile libere;
Zs = 8 zile sărbători legale;
n = 8 ore/schimb;
s = 2 schimburi;
Ks = 0,8…………1, coeficient de corecție;
Ft = [365 – (104 + 8)] 0,982 =3643 ore/an
Se calculează apoi producția fizică, Qp :
Qp = 6000/n + 2000n =60200 buc/an
Ritmul de prelucrare, rt :
Rt = ore/buc
Se calculează în final indicele de producție, Kt :
Kt =
Indicele astfel calculat indică posibilitatea unei producție de serie mică și de masă.
b) Calculul lotului optim de prelucrare
Numărul optim de piese din lot, este dat de relația :
nlot = [buc/lot]
unde :
k = 5………12, coeficient de pondere
tpi = 40 min, suma timpilor de pregătire-încheiere
tu = 39 min, suma timpilor unitari
nlot = buc/lot
3.3 ALEGEREA SEMIFABRICATULUI
În construcția de mașini se folosesc ca și semifabricate materiale turnate, laminate, forjate liber sau în matriță.
Semifabricatele laminate se utilizează de regulă pentru obținerea unor piese cu diferențe mici între trepte (tronsoane). Adaosul de prelucrare poate avea, în cazul acestor semifabricate mărimi apreciabile. Metodele de determinare a adaosurilor de prelucrare totale, cât și a adaosurilor intermediare pot fi:
a) metoda experimiental-statistică, caz în care, adaosurile de prelucrare sunt acoperitoare, în scopul evitării rebuturilor de prelucrare, provocate de adaosurile prea mici;
b) metoda analitică, în care se ține seama de condițiile concrete de prelucrare și tipul semifabricatului, de traseul (intinerariul) tehnologic stabilit pentru prelucrarea piesei respective, de modul de centrare și fixare a semifabricatului, de tipul deferitelor operații și faze de prelucrare și de erorile prelucrării anterioare.
Cea mai mare parte a adaosului de prelucrare se îndepărtează la degroșare, urmând ca pentru prelucrările de finisare să se îndepărteze adaosul strict necesar scopului urmărit. Calculul analitic al adaosului de prelucrare poate conduce la economi de 6 … 15% din greutatea piesei finite, însă datorită volumului mare de calcule, metode se utilizează la producția de serie mare, precum și la piesele de dimensiuni mari sau de materiale dificitare.
Fig. 3.2 Alegerea semifabricatului
În cazul pieselor de serie mijlocie, serie mică și individuală, care reprezintă o pondere de 70%, când se necesită o durată scurtă a pregătirii tehnice a fabricației, se recomandă determinarea adaosurilor de prelucrare, prin metode experimental-statistică în baza standardelor în vigoare.
Ținând cont de avantajele și dezavantajele fiecărui procedeu de obținere a semifabricatului precum și de natura materialului utilizat ca și de condițiile concrete existente la intreprinderea producătoare s-a ales un semifabricat forjat.
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.
Coeficientul de utilizare al materialului reprezintă procentul de material ce rămâne în piesă după prelucrare. S-a calculat în valoare absolută cu relația:
Ka = (3.19)[11]
Calculul volumului semifabricatului :
VSEMIFABRICAT = π 8,252 16 = 3421,2 cm3
Stabilirea densității materialului de prelucrat :
ρMATERIAL =7,85 g / cm3
Calculul masei semifabricatului :
MSEMIFABRICAT =ρMAT. VSEMIFABRICAT =7,85 3421,2 =26856 g=26,85 kg
Calculul coeficientului absolut de utilizare :
KU =100 % = 100 % =47,04 %
Unde: mpiesă finită = 12,63 kg
Se alege un semifabricat tip bară laminată.
Organigrama de calcul pentru alegerea semifabricatului se prezintă în figura 3.2:
3.4 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC
Se pornește de la un produs laminat Φ165, având lungimea L = 160 mm.
005 – Debitare mecanică, L = 155 mm.
010 – Tratament termic – îmbunătățire.
015 – Strunjire frontal curat, cota 150, centruire capete – A10, STAS 1361 – 83.
020 – Strunjire cilindrică exterioară, degroșare, în trepte.
021 – strunjire cilindrică exterioară Φ160, pe lungime 150;
022 – strunjire cilindrică exterioară Φ45, pe lungime 135;
023 – strunjire cilindrică exterioară două zone Φ40,5, pe lungimi 60 și 55;
024 – strunjire cilindrică exterioară prag Φ85,5, pe lungime 5;
025 – strunjire cilindrică exterioară Φ30,5, pe lungime 55.
030 – Strunjire cilindrică exterioară – finisare.
031 – strunjire cilindrică exterioară Φ40,05, pe lungime 60;
032 – strunjire cilindrică exterioară Φ30, pe lungime 55;
033 – strunjire cilindrică exterioară prag Φ85, pe lungime 5;
034 – strunjire raze de racordare R1,6, R3, teșire 2×450, respectiv 3×450.
040 – Strunjire cilindrică interioară Φ70, pe lungime 8.
050 – Trasare pentru găurire, 6 x Φ14 H8.
060 – Găurire 6 x Φ14H8, străpuns pe lungime 10.
070 – Frezare canal b = 14, respectând cota 25, conform desen.
080 – Tratament termic: călire + revenire înaltă.
090 – Rectificare rotundă exterioară, Φ40 (k6) +0,018+0,002, pe lungime de 60.
100 – Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.
110 – CTC – măsurare cote importante.
3.5 CALCULUL ADAOSURILOR DE PRELUCRARE, DETERMINAREA DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE
Pentru obținerea pieselor de mașini și utilaje cu precizia necesară și caliatea suprafețelor impuse de condițiile funcționale și de estetică industrială este necesar de cale mai multe ori, ca de pe semifabricat să se îndepărteze, prin așchiere sau printr-un alt procedeu, un strat de material denumit adaos de prelucrare, este o problemă deosebit de importanță, din punct de vedere tehnic și economic, pentru tehnologia de claborare a semifabricatului însuși și mai ales pentru tehnologia de prelucrare ulterioară a acestuia.
Alegerea procedeului de prelucrare se face de regulă ținându-se, printe altele, cont de mărirea adaosului de prelucrare și de mărimea semifabricatului (fig.3.3).
Mărimea adaosului de prelucrare trebuie să fie astfel stabilit încât în condiții concrete ale fabricației considerate, să se asigure realizarea pieselor intoleranțele prescrise și la un cost de prelucrare convenabil. Dacă adaosurile de prelucrare sunt prea mari, se mărește greutatea semifabricatului și consumul de material, sunt necesare operații sau faze suplimentare de prelucrare prin așchiere, se mărește consumul de scule așchietoare și uzura utilajelor, crește consumul de energie electrică și alte cheltuieli legate de exploatarea mașinilor-unelte, ceea ce conduce în final la scumpirea fabricației.
Fig. 3.3 Alegerea procedeului de prelucrare
Cu cât adaosul de prelucrare sete mai mare cu atât productivitatea prelucrării este mai mică, deoarece în foarte multe cazuri, adaosul de prelucrare respectiv trebuie îndepărtat în mai multe treceri:
(3.1)[10]
Unde: a – adaosul de prelucrare [mm];
t – adâncimea de așchiere[mm].
Organigrama pentru calculul dimensiunilor intermediare se prezintă în figura 3.4.
3.5.1 Metoda de calcul analitic al adaosului de prelucrare
Din [10] pagina 20;21 se determină adaosul de prelucrare.
Adaosul de prelucrare intermediar minim se calculează cu relațiile următoare:
Fig. 3.4 Calculul dimensiunilor intermediare
a) pentru adaosuri simetrice (pe diametru) la suprafețe exterioare și interioare de revoluție:
2ACmin = 2(RZp + SP) + (1.3)
b) pentru adaosuri asimetrice, la suprafețe plane opuse prelucrate în faze diferite sau pentru o singură suprafață plană:
ACmin = RZp + SP +ρP + ЄC (1.5)
unde:
Ac min – adaosul de prelucrare minim, considerat pe o parte (rază) sau pe o singură față plană;
Rzp – înălțimea neregularităților de suprafață rezultate la faza precedentă;
Sp – adâncimea stratului superficial defect (ecruisat) format la faza precedentă;
c – eroarea de așezare la faza de prelucrare considerată.
Fig. 3.5 Suprafața materialului de prelucrat
Dacă la o piesă prelucrată prin așchiere, după efectuarea operației precedente, se face o secțiune longitudinală – figura 3.5, se disting în majoritatea cazurilor 3 straturi:
stratul A, format din asperități rezultate la operația precedentă (HP) și din stratul superficial degradat rezultat din operația precedentă (Sp);
stratul B, format din material ecruisat în urma operației precedente;
Stratul C, cu structură normală.
Adausul de prelucrare necesar operației curente va fi:
AC HP + SP (5.5)
La care se adaugă:
abaterile dimensionale cauzate de procesul tehnologic și care sunt cuprinse în mărimea toleranței la dimensiune, TP;
abaterile spațiale, după diferitele operații de prelucrare; abateri de instalare (bazare și fixare), care adunate vectorial la operația curentă se notează cu ЄC.
3.5.2 Calculul dimensiunilor intermediare ale semifabricatelor
Se determină cunoscând mărimea adaosului de prelucrare, pentru operația sau faza considerată.
a) pentru suprafețe de revoluție exterioare, cu adaos de prelucrare simetric (fig. 3.6):
Fig. 3.6 Dimensiunile intermediare pentru suprafețe
de revoluție exterioare
Unde s-au notat:
dr – dimensiunea de reglare a sculei
amax, amin – dimensiunea maximă (respectiv minimă) obținută la faza precedentă de prelucrare;
bmax, bmin – dimensiunea maximă (respectiv minimă) ce se obține la faza curentă de prelucrare;
jmax, jmin – deplasările maximă (respectiv minimă) a sistemului tehnologic M.D.P.S. (mașină-unealtă, dispozitiv, piesă, sculă) datorită mărimilor diferite ale adaosului de prelucrare.
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)
a) pentru suprafețe de revoluție interioare, cu adaus 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.
3.5.3 Calculul propriu-zis al adaosului de prelucrare
Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru suprafața cilindrică Φ40 +0,018+0,002, se face considerând operațiile și fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.
Pentru că adaosul de prelucrare este simetric, se utilizează relațiile din [10].
a) Pentru rectificare(operația precedentă este strunjirea într-o singură etapă)
RZp=25 μm
SP=0, (deoarece în cazul prelucrării semifabricatelor care au fost supuse la tratamente termochimice, din expresia adaosului de prelucrare se elimină valoarea lui SP, în scopul păstrării stratului tratat termochimic)
ρP = 2ΔC lC
ΔC =0,12 μm/mm, tab.(1.4), curbarea specifică
lC =60 mm
ρP =2 0,12 60 =14,4 μm
La prelucrări între vârfuri nu se face verificarea așezării, (Єv=0)
Adaosul minim pentru rectificare este:
2ACmin =2(RZp + ρP)=2(25 + 14,4)=78,8 μm
Din tabelul (7.19), [10], obținem toleranța pentru operația precedentă – strunjire conform clasei 6 de precizie:
Tp =170 μm
Deci adaosul nominal pentru rectificare este:
2ACnom=2ACmin + Tp=78,8 + 170=248,8 μm
Dimensiunea maximă după strunjire (înainte de rectificare), va fi:
dmax = 40,018 + 0,249 =40,267 mm, se rotunjește
dmax = dnom= 40,3 mm
dmin = 40,3 – 0,170 =40,13 mm
Operația de strunjire se va executa la cota Φ40,3-0,170 mm
b) Strunjire(operația precedentă este forjarea)
RZp=150 μm tab. (3.3)
SP=250 μm tab. (3.3)
ρP = tab. (1.3)
unde:
ρc=2Δclc tab. (1.4)
Δc =0,4 μm/mm tab. (1.4)
ρc =20,4 60=48 μm
lc =60 mm
ρcentr.=0,25 tab. (1.3)
T =1200 μm tab. (3.1)
ρcentr.=0,25=0,39 mm=390 μm
ρP==393 μm
Adaosul de prelucrare minim pentru strunjire este:
2ACmin =2(RZp + Sp) +2ρP =2(150 + 250) +2393= 1586 μm
Din tabelul (3.1), se obține abaterea inferioară Ai, la diametrul barei:
Ai =0,7 mm
Adaosul nominal calculat pentru strunjire, este:
2ACnom =2ACmin + Ai=1,586 + 0,7=2,286 mm
Dimensiunea nominală a barei forjate se calculează:
dnom.sf.= dmax + 2ACnom =40,3 + 2,286=42,586 mm
Se alege un semifabricat forjat, cu diametrul standardizat:
Φ45+0,5-0,7 mm
c) Calculul adaosului de prelucrare pentru suprafața frontală, L=150 (mm)
Suprafețele frontale de capăt se prelucrează prin strunjire, (operația precedentă este debitarea cu cuțit de strung).
Din tabelul (3.6), [10]:
RZp + Sp =0,3 mm
ρP =0,010D =0,010 40 =0,4 mm, neperpendicularitatea capătului barei față de axa semifabricatului
Din tabelul (3.6), se extrage abaterea inferioară la lungimea barei debitate:
Ai =1,3 mm
Adaosul minim calculat este:
2ACnom =2ACmin + Ai=1,4+1,3=2,7 mm
unde:
2ACmin =2(RZp + Sp) +2ρP =20,3 + 20,4 =1,4 mm
Dimensiunea nominală pentru debitare este:
Lnom = 150+2,7 =152,7 mm; se rotunjește,
Lnom =155 mm
La debitare se va respecta cota: 155±1,3 mm
Valoarea efectivă a adaosului nominal este:
2ACnom =155 – 150= 5 mm
Pentru fiecare suprafață frontală adaosul este:
ACnom =2,5 mm
3.6 ALEGEREA MAȘINILOR UNELTE ȘI A S.D:V.-URILOR
Caracteristicile tehnice principale ale strungului universal SN630x3000, se prezintă în tabelul 3.1:
Tabelul 3.1
Din tabelul (10.1)[14], se alege o mașină de frezat, FU 350X1850 , având următoarele caracteristici tehnice principale:
Tabelul 3.2
Din tabelul (2.1)[14], se alege o mașină de găurit verticală și universală, G25, ale cărei caracteristici tehnice principale sunt următoarele:
Tabelul 3.3
Din tabelul (10.10)[14], se alege mașina de rectificat exterior, WMW SRA 200×800, ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul 3.4:
Tabelul 3.4
3.7 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE PENTRU 5 OPERAȚII ALESE
Regimurile de așchiere se vor calcula cu relațiile din [10].
Regimul de așchiere se va calcula pentru următoarele 5 operații de prelucrare :
strunjire degroșare;
strunjire finisare;
rectificare rotundă exterioară;
frezare canal;
găurire.
a) Strunjire degroșare
Date inițiale:
dimensiunea de prelucrat: Φ160 mm;
lungimea de prelucrat: l = 150 mm;
adaos de prelucrare: d1 = 165 mm;
mașină unealtă cu randamentul: = 0,85;
cuțit P30, χ = 700, α = 6…100, γ = 10…150, r = 1 mm, q = 32×20 mm, cu răcire;
Ap1 = mm
Modul de lucru :
numărul de treceri: i=4;
adâncimea de așchiere: t = 2,5/4 = 0,625 mm;
durabilitatea: T = 90 min, pentru cuțit din P30;
avansul f, tab.(10.6)[10]: f = 1 mm/rot;
viteza de așchiere:
(10.27)
unde:
Cv – coeficient funcție de caracteristica materialului de prelucrat și materialul sculei așchietoare cu răcire;
Cv = 285; xv = 0,18; yv = 0,45; n=1,75 tab.(10.26)[10] pentru oțel carbon cu HB = 143;
xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[10];
T = 90 min – duritatea sculei așchietoare;
m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[10];
t = 0,625 mm – adâncimea de așchiere;
f= 1 mm/rot – avansul de așchiere;
kv = k1.k2. k3.k4. k5.k6. k7.k8. k9;
k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare
Cuțit 32 x 20 mm : ASecțiune transversală = 640 mm ; = 0,08 – pentru oțel OL 50
k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale
(10.28)[10]
k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal
(10.28)[10]
unde: φ= 0,3 – exponent funcție de materialul de prelucrat
k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar
(10.30)[10]
unde: a = 15
k4 – coeficient funcție de influența razei de racordare a vârfului cuțitului
(10.31)[10]
unde: μ = 0,1 – pentru degroșare
k5 = 0,85, (10.27)[10]
k6 = 1, (10.28)[10]
k7 = 1, oțel fără țunder
k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare
kv = 1,0050,8758 0,9744 0,933 0,85 1 1 1= 0,68
Viteza de așchiere va fi :
Turația de lucru:
Se recomandă n 800, pentru degroșare
Se alege imediat turația inferioară sau superioară din gama de turații ale M.U
n = 385 rot/min, turație aleasă din gama M.U.
Recalcularea vitezei reale:
viteza de avans, vf = n f = 385 1 = 385 mm/min
Forța principală de așchiere
Fz= C4 tx1fy1HBn1 [daN] (10.5)
unde:
C4 – coeficient funcție de materialul de prelucrat
C4 = 3,57; t= 0,625 mm; f = 1 mm/rot; x1= 1; y1= 0,75; n1= 0,75; HB = 143; tab.(10.13)[10];
x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[10];
Fz =3,570,625110,751430,75 =92,267 daN
F = 1,1Fz [daN], tab.(10.23)[10] F = 101,5 daN
Puterea de așchiere:
Verificarea puterii motorului:
unde: PME = 11 kW, pentru un strung SN 630 x 3000
b) Strunjire finisare
Date inițiale :
dimensiunea de prelucrat: Φ40,05 mm;
lungimea de prelucrat: l = 60 mm;
adaos de prelucrare: d1 = 40,5 mm;
mașină unealtă cu randamentul: = 0,85;
cuțit P10, χ = 450, α = 6…100, γ = 10…150, r = 0,5 mm, q = 25×16 mm, fără răcire;
Ap1 = mm
Modul de lucru :
numărul de treceri: i=2;
adâncimea de așchiere: t = 0,45/2 = 0,225 mm;
durabilitatea: T = 90 min, pentru cuțit din P10;
avansul f, tab.(10.6)[10]: f = 0,15 mm/rot;
viteza de așchiere:
(10.27)
unde:
Cv – coeficient funcție de caracteristica materialului de prelucrat și materialul sculei așchietoare cu răcire;
Cv = 242; xv = 0,18; yv = 0,20; n =1,75 tab.(10.26)[10] pentru oțel carbon cu HB = 143;
xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[10];
T = 90 min – duritatea sculei așchietoare;
m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[10];
t = 0,225 mm – adâncimea de așchiere;
f = 0,15 mm/rot – avansul de așchiere;
kv = k1.k2. k3.k4. k5.k6. k7.k8. k9;
k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare
Cuțit 25 x 16 mm : ASecțiune transversală = 640 mm ; = 0,08 – pentru oțel OL50
k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale
(10.28)[10]
k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal
(10.28)[10]
unde: φ= 0,3 – exponent funcție de materialul de prelucrat
k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar
(10.30)[10]
unde: a = 15
k4 – coeficient funcție de influența razei de racordare a vârfului cuțitului
(10.31)[10]
unde: μ = 0,2 – pentru degroșare
k5 = 0,85, (10.27)[10]
k6 = 1, (10.28)[10]
k7 = 1, oțel fără țunder
k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare
kv = 0,9680,9058 0,7578 1 0,85 1 1 1= 0,5648
Viteza de așchiere va fi :
Turația de lucru:
Se alege imediat turația inferioară sau superioară din gama de turații ale M.U
n =1050 rot/min, turație aleasă din gama M.U.
Recalcularea vitezei reale:
viteza de avans, vf = n s = 1050 0,15 = 157,5 mm/min
Forța principală de așchiere
Fz= C4 tx1fy1HBn1 [daN] (10.5)
unde:
C4 – coeficient funcție de materialul de prelucrat
C4 = 3,57; t= 0,225 mm; f = 0,15 mm/rot; x1= 1; y1= 0,75; n1= 0,75; HB = 143; tab.(10.13)[10];
x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[10];
Fz =3,570,22510,150,751430,75 =8,006 daN
F = 1,1Fz [daN], tab.(10.23)[10] F = 8,8067 daN
Puterea de așchiere:
Verificarea puterii motorului:
unde: PME = 11 kW, pentru un strung SN 630 x 3000
c) Rectificare rotundă exterioară
Date inițiale:
l =60 mm, lungimea piesei de prelucrat
Dp =40 mm, diametrul piesei
a =0,3 mm, adaosul de prelucrare radial
B =30 mm, lățimea discului abraziv
Dd =300 mm, diametrul discului abraziv
Scula de rectificat: disc abraziv E40KC, 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 =1,5 și Dp =40 mm :
fp =0,015 mm/c.d.
Pentru β=0,45; determinat din tabelul (6.2), se calculează avansul longitudinal cu relația (6.1):
fL = βB =0,4530 =13,5 mm/rot
Din tabelul (6.3), se obține prin interpolare, viteza periferică a piesei:
vp =30 mm/rot
Se obține astfel turația piesei:
np =238,73 rot/min
Se alege din cartea mașinii WMW SRA 200×800, np = 200 rot/min.
Numărul necesar de treceri, se obține cu relația :
nt = treceri (6.3)
Se determină forța de așchiere, FZ [daN],cu relația :
FZ = CFvp0,7fL0,7fp0,6 [daN] (6.4)
unde:
CF =2,2; pentru oțel călit
FZ =2,2300,713,50,70,0150,6 =11,84 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 =0,06 kw (6.6)
Pd PMot.acț.disc = 5,2 kw
Pp PMot.acț.piesă = 0,8 kw
Mașină de rectificat, WMW SRA 200×800.
d) Frezare canal
Scula: freză disc, din oțel carbon pentru scule OSC 12.
Date inițiale:
adâncimea de așchiere, t = 17,5 mm
lungimea de contact, tl = b =14 mm
diametrul frezei, Ds = 14 mm
numărul de dinți al frezei, zs= 5 dinți
Avansul pe dinte, fd, la frezare, se alege din tabelul (2.1):
fd =0,25 mm/dinte
Avansul pe rotație, fr, se calculează cu formula:
fr =fd zs [mm/rot] (2.2)
sr=0,255 =1,25 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);
Avem:
Cv =55; m=0,2; qv =0,25; xv =0,15; yv =0,4; rv =0,1; nv =0,1
Kv – coeficient global de corectare a vitezei de așchiere,
Kv =KmKsKж (2.5)
Km, coeficient funcție de caracteristicile materialului de prelucrat
Km =Cm (2.7)
Cm =1, tab.(2.7)
σr =55 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 =1,247
Ks, coeficient funcție de materialul sculei, tab.(2.5)
Ks =1
Kж, coeficient funcție de unghiul de atac principal al tăișului
Kж =1,06 tab.(2.6)
Coeficientul de corectare Kv, are valoarea:
Kv= 1,247 1,06 1 =1,322
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 FU 350×1850, ns = 380 rot/min, 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 =9,8CF [N] (2.8)
unde: KF, coeficient de corecție, se calculează cu formula:
KF =KVKγ (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 =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 =68 9,8 140,86 0,250,75 5 17,51 14-0,861,1= 22677 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 PMEηa (2.11)
Considerând ηa =0,8, și puterea nominală a mașinii de frezat FU 350×1850, PME =8 kw, se obține:
6,32 kW 8 kw
e) Găurire
Ds =14 mm, diametrul burghiului
l=10 mm, adâncimea alezajului
Se alege un burghiu din oțel rapid, pentru prelucrarea materialului: OL 50.
unghiul la vârf 2ж=1200
avansul la găurire fa, tabelul (1.34), fa=0,33 mm/rot
Avansul astfel ales se corectează cu un coeficient Kls, astfel:
Kls=0,9, pentru l5ds
Kls=0,8, pentru 5ds< l7ds
Kls=0,75, pentru 7ds<10ds
Se mai înmulțește cu un coeficient K=0,75, pentru un sistem cu rigiditate medie.
f = fa Kls K=0,330,750,75=0,1856 mm/rot
Se alege avansul s=0,181 mm/rot, existent la mașina de găurit G25.
Viteza economică de așchiere, se determină cu relația:
ve= [m/min] (3.3)
Valorile coeficientului Cv și ale exponenților yv, zv, mv, se dau în tabelul (1.35), astfel:
Cv=5; zv=0,4; yv=0,7; mv=0,2
T=20 min, durabilitatea economică, tabelul (1.33)
Kv, coeficient de corecție din tabelul (1.33), se calculează cu relația:
Kv=KmKTKLKsm (1.33)
unde:
Km, coeficient funcție de materialul de prelucrat, tabelul (1.36):
Km=
KT, coeficient funcție de raportul durabilităților reală (Tr) și recomandată (T), tabelul (1.36):
KT=1
KL, coeficient funcție de lungimea găurii și diametrul acesteia, tabelul (1.36):
KL=0,5
Ksm, coeficient funcție de starea materialului, tabelul (1.36):
Ksm=1
Kv=0,7564110,5=0,378
Viteza economică de așchiere, va fi:
ve= m/min
Se calculează turația sculei așchietoare, n [rot/min]:
ns===225 rot/min
Se alege n=202 rot/min, turație existentă la mașina unealtă SN 630×3000.
Se recalculează viteza de așchiere reală:
ve==8,88 m/min
Forța axială și momentul de așchiere la găurire, se calculează cu relațiile:
F= [daN] (1.35)
M= [daNmm] (1.34)
Valorile coeficienților CF, CM și ale exponenților xF, yF, xM, yM, se extrag din tabelul (1.36):
CF=88; CM=8; xF=0,96
yF=0,65; xM=1,6; yM=0,73; HB=143
KF, coeficient de corecție obținut ca produs al coeficienților:
KF=KεFKҗFKaF (1.36)
Pentru Ө=0,13; grosimea relativă, tabelul (1.41), se aleg:
Avem: KӨF=0,88; KM=0,93
KaF=0,75; tabelul (1.38)
KεF=0,93; tabelul (1.39)
KF=0,88 0,75 0,93=0,6138
F=88140,960,1810,650,6138=224 daN
M=8141,60,1810,730,93=145,7 daNmm
Puterea de așchiere la găurire:
Pa= kw
Avem: randamentul mașinii unelte G25, ηp=0,8
puterea nominală a mașinii unelte PE=3 kw
Pa ≤ PE ηp 0,3021 ≤ 3 kw
3.8 CALCULUL NORMELOR TEHNICE DE TIMP PENTRU OPERAȚIILE 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)
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 [11].
Timpul de bază se poate calcula analitic cu relația:
[min] (12.2)
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) Strunjire degroșare
Date inițiale:
n=385 rot/min
f=1 mm/rot
vf = n x f =385 mm/min
l =150 mm
l1 =(0,5……2) =2 mm
l2 =(1……5) =2,5 mm
Timpul de bază, tb, va fi:
=1.6 mm
Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(11.21):
Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(11.26):
Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(11.26):
Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(11.27):
Timpul de pregătire-încheiere, tpi , tab.(11.26):
tpi = 15 min
Lotul de piese: n = 10 buc.
Norma de timp la strunjire degroșare:
min
b) Strunjire finisare
Date inițiale:
n=1050 rot/min
f=0,15 mm/rot
vf = n x f =157.5 mm/min
l =60 mm
l1 =(0,5……2) =2 mm
l2 =(1……5) =1 mm
Timpul de bază, tb, va fi:
=0.393 mm
Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(11.21):
Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(11.26):
Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(11.26):
Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(11.27):
Timpul de pregătire-încheiere, tpi , tab.(11.26):
tpi = 14 min
Lotul de piese: n = 10 buc.
Norma de timp la strunjire finisare:
min
c) Rectificare rotundă exterioară
Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (12.2)[11]:
tb =min
Coeficientul ‘’k’’, pentru degroșare și finisare, k= 1,2……1,3.
Timpul de pregătire încheiere, tpi, tab.(12.1):
tpi =16 min
Lotul de piese: n = 10 buc.
Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(12.8):
ta = ta1 + ta2 + ta5 =0,34 +0,14 +0,29+0,43= 1,2 min
Timpul de deservire tehnică, tdt, tabelul (12.6):
tdt ==0,0014 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) Frezare canal
Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (8.11)[11]:
tb =min
unde: L= l1 +l2 +l3 =126 mm
fzzn =475 mm
Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(8.33):
ta = ta1 + ta2 + ta3+ta4 =0,15 +0,25 +0,28+0,05= 0,73 min
Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(8.51):
Timpul de deservire tehnico- organizatorică, tdo, 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 = 18 min
Lotul de piese: n = 10 buc.
Norma de timp la frezare canal:
min
e) Găurire
Timpul de bază, tb, se calculează conform figurii 3.10 și relației din tabelul (9.2) :
0,38 min
Date inițiale:
l =10 mm
l1 = =2 mm
l2 =(0,5……4) =3,5 mm
Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(9.50):
Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(9.54):
Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(9.54):
Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(9.55):
Timpul de pregătire-încheiere, Tpi, tab.(9.1):
Tpi = 16 min
Lotul de piese: n = 10 buc.
Norma de timp la găurire:
min
Capitolul IV
CALCULUL ECONOMIC AL PIESEI CORP GLISANT
4.1 STRUCTURA CHELTUIELILOR DE FABRICAȚIE ALE CORPULUI GLISANT
Din structura cheltuielilor de fabricație a piesei corp glisant fac parte:
Cheltuielile cu materialul;
Cheltuielile cu salariile;
Cota parte pentru asigurări de sănătate;
Cota parte pentru CAS;
Cota parte pentru ajutor de șomaj;
Cheltuieli cu regia de fabricație.
Prin însumarea acestor cheltuieli se obține costul pe secție al piesei tip corp glisant .La acestea se adaugă :
Cheltuieli cu regia generală (26% din costul pe secție) și se obține astfel costul pe întreprindere al piesei la care se adaugă:
Beneficii (15% di costul pe întreprindere)
Prin însumarea costului pe întreprindere cu beneficiul, se obține prețul de producție.
Se calculează impozitul pe circulația mărfii ca fiind 19% din prețul de producție, se însumează cu prețul de producție și se obține prețul de livrare al piesei tip corp glisant.
Schematizând calculul prețului de livrare al piesei corp glisant se prezintă sub forma următoare:
1.Cheltuieli cu materialul ………………………………….[RON]
2.Cheltuieli cu salariile………………………………………[RON]
3.Cota parte pentru CAS…………………………………….[RON]
4.Cota parte pentru asigurări sănătate…………………..[RON]
5.Cota parte pentru ajutor de somaj……………………..[RON]
6.Cheltuieli cu regia de fabricație………………………..[RON]
7.TOTAL COST PE SECȚIE ………………………………[RON]
8.Cheltuieli cu regia generală………………………………[RON]
9.TOTAL COST PE ÎNTREPRINDERE………………..[RON]
10.Beneficiul………………………………………………………..[RON]
11.PREȚUL DE PRODUCȚIE……………………………..[RON]
12.Impozitul pe circulația mărfurilor……………………….TVA[RON]
13.PREȚUL DE LIVRARE………………………………….[RON]
4.2.CALCULUL CHELTUIELILOR CU MATERIALUL
Din tehnologia de elaborare a semifabricatului rezultă greutatea acestuia:
[kg]
Costul prețului pe kilogram al semifabricatului forjat din oțel aliat practicat în prezent la UCM Reșița , adică 8,75 [RON/kg] , se calculează cheltuielile cu materialul.
[RON/kg]
157,5 [RON/kg]
4.3 CALCULUL CHELTUIELILOR CU SALARIILE
Din normarea operațiilor tehnologice rezultă următorul consum de manoperă pe piesă:
[ore] (1.1)[13]
În care: n – numărul pieselor din lot.
Cunoscând tariful de la secțiile prelucrătoare ale U.C.M. Reșița:
Sn = 3,4776 [RON/oră] se calculează astfel cheltuielile cu salariile directe.
[ore]
[min]
[ore]
14,43[RON]
4.4 CALCULUL CONTRIBUȚIILOR LA BUGETUL DE STAT
Se calculează cota parte pentru CAS, cota parte pentru asigurări de sănătate și cota parte pentru ajutor de șomaj, cu următoarele relații:
[RON]
[RON]
[RON]
Cunoscându-se =14,432 [RON] rezultă:
3,36[RON]
1,01[RON]
= 0,72 [RON]
4.5 CALCULUL CHELTUIELILOR CU REGIA DE FABRICAȚIE
Regia de fabricație la secția sculărie a U.C.M. Reșița fiind 240%, cheltuielile se calculează cu următoarea relație:
[RON]
Cunoscându-se =14,4320 [RON] rezultă:
34,63 [RON]
4.6 CALCULUL COSTULUI PE SECȚIE A PIESEI CORP GLISANT
Se însumează următoarele cheltuieli:
[RON]
Introducând valorile calculate anterior rezultă:
211,67 [RON]
4.7 CALCULUL CHELTUIELILOR CU REGIA GENERALĂ
Cunoscând regia generală la U.C.M. Reșița ,ca fiind 26%, cheltuielile aferente se calculează cu următoarea relație:
[RON]
Cunoscându-se =211,6675 [RON] rezultă:
[RON]
4.8 CALCULUL COSTULUI PE ÎNTREPRINDERE A PIESEI CORP GLISANT
Costul pe întreprindere rezultă din însumarea costului pe secție cu cheltuielile din regia generală.
[RON]
Cunoscându-se = 211,6675 [RON] și = 55,0335 [RON] rezultă:
[RON]
4.9 CALCULUL PREȚULUI DE PRODUCȚIE A PIESEI CORP GLISANT
Se obține prin însumarea costului pe întreprindere cu beneficiul întreprinderii, exprimat prin rata de profit, care la U.C.M. Reșița este de 15% din costul pe întreprindere adică:
[RON]
Cunoscându-se =266,7010 [RON] rezultă:
[RON]
Prețul de producție va fi:
[RON]
[RON]
4.10 CALCULUL PREȚULUI DE LIVRARE A PIESEI CORP GLISANT
Se obține prin însumarea prețului de producție cu impozitul pe circulația mărfurilor, cunoscând cota de 19% a acestui impozit, rezultă taxa pe valoare adăugată, astfel:
[RON]
Cunoscându-se =306,7061 [RON] se va obține:
[RON]
Prețul de livrare a piesei va fi:
[RON]
Cunoscându-se valorile acestora, calculate anterior, se va obține:
[RON]
În tabelul 4.1, sunt prezentate concentrat rezultatele calculului economic privind fabricarea la U.C.M.R. a piesei corp glisant.
Tabelul 4.1
BIBLIOGRAFIE
1. Baran, C., – Disponibilitatea – indicator al calității
produselor,
Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1999
2. Bera, S. K., – Mecanica procesului de găurire,
Numărul 3, „Prelucrarea metalelor”,
BUCUREȘTI, 2003
3. Belous, V., – Cercetări tehnico-experimentale asupra
optimizării geometriei sculelor de filetat,
Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1994
4. Ciolan, I., – Optimizarea deciziilor în investiții,
Editura Academiei Române, BUCUREȘTI, 2004
5. Dumitraș, C.ș.a., – Așchierea metalelor și fiabilitatea
sculelor așchietoare,
Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2005
6. Fetecău, C.ș.a., – Tarozi cu durabilitate ridicată,
Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1998
7. Hamat, C., – Proiectarea sculelor așchietoare,
Volumul 2, Editura Timpul, REȘIȚA, 2002
8. Miclescu, Th., – Calitatea produselor – traducere
din limba engleză,
Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1998
9. Muller, I., – Probleme de raționalizare și automatizare
a pregătirii tehnice a producției,
Der Maschinenbau, nr. 1, 2, 3, 7, 8, /2002
10. Picoș, C. ș.a., – Normarea tehnică pentru prelucrări
prin așchiere,
Volumul 1 și 2,
Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1979
11. Picoș, C. ș.a., – Calculul adaosurilor de prelucrare și
al regimurilor de așchiere,
Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1974
12. Rubinstein, S. A .ș., – Filetarea pieselor din oțeluri inoxidabile,
Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2006
13. Rusu, D. ș. a., – Analiza activității economice a întreprinderilor,
Editura Didactică și pedagogică, BUCUREȘTI, 1996
14. Vlase, A.ș.a., – Regimuri de așchiere, adaosuri
de prelucrare și norme tehnice de timp,
Volumul 1 și 2,
Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1993
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Compensatoare de Pas Pentru Tarozi, Utilizate la Tarodarea Filetelor Mari (ID: 161215)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.