Optimizare Strategie Pret Produs Arbori Cotiti

Politehnica

Optimizare Strategie Pret Produs Arbori Cotiti

Byadmin ianuarie 1, 2024

CUPRINS

CAPITOLUL I

PREZENTAREA ARBORILOR COTIȚI

PENTRU COMPRESOARE ………………………………………………………5

1.1 Compresoare de aer industrial fabricate la U. C. M. Reșița S.A. …………….5

1.2 Studiul teoretic privind stadiul de dezvoltare a fabricației

de arbori cotiți pentru motoare termice …………………………………………..6

1.3 Tehnologia de fabricație a arborilor cotiți ……………………………………10

1.4 Arbori cotiți pentru compresoare

în construcție fretată ……………………………………………………………..18

CAPITOLUL II

PROIECTAREA CONSTRUCTIVĂ A

ARBORELUI COTIT ÎN CONSTRUCȚIE

FRETATĂ – 1V …………………………………………………………………….20

2.1 Calculul de verificare al arborelui cotit ……………………………………….20

2.2 Verificarea montajului bielei pe manetonul arborelui cotit ………………….25

2.3 Calculul îmbinărilor cu strângere ……………………………………………26

CAPITOLUL III

PROIECTAREA TEHNOLOGICĂ A FUSULUI DREAPTA

COMPONENTĂ A ARBORELUI COTIT

ÎN CONSTRUCȚIE FRETATĂ – 1V …………………………………………………………..33

3.1 Analiza constructiv – tehnologică a piesei ……………………………………..33

3.2 Alegerea semifabricatului ………………………………………………………34

3.3 Determinarea adaosurilor de prelucrare, calculul

dimensiunilor intermediare ……………………………………………………..36

3.4 Stabilirea itinerariului tehnologic …………………………………………..40

3.5 Alegerea mașinilor-unelte și a S.D.V.- urilor …………………………………42

3.6 Calculul regimurilor de așchiere ……………………………………………..42

3.7 Determinarea normei tehnice de timp …………………………………………52

Capitolul IV

CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE

A ARBORELUI COTIT – 1V ÎN CONSTRUCȚIE FRETATĂ ȘI

OPTIMIZAREA STRATEGIEI PRODUS-PREȚ ……………………………..57

4.1 Calculul costului de fabricație al arborelui cotit – 1V

în construcție fretată ………………………………………………………………57

4.2 Determinarea cotei de piață …………………………………………………..61

4.3 Studiul rentabilității produsului „arbore cotit

pentru compresoare” ……………………………………………………………………63

4.4 Optimizarea strategiei produs – preț …………………………………………63

BIBLIOGRAFIE …………………………………………………………………67

Capitolul I

PREZENTAREA ARBORILOR COTIȚI

PENTRU COMPRESOARE

1.1 COMPRESOARE DE AER INDUSTRIAL FABRICATE LA U. C. M. REȘIȚA

Compresoarele de aer 1V 15/7, 2V 30/7, 3V 45/7 sunt compresoare stabile de construcție verticală cu 1, 2 sau 3 cilindrii respectiv în două etaje de compresie, cu simplu efect realizate într-un singur cilindru cu piston diferențial, având mecanismul motor fără cap de cruce.

Aspirația se face prin intermediul unui filtru montat direct pe țeava de aspirație și prin supapele de tipul, cu două inele concentrice având acționare automată.

Între cele două etaje de compresie se montează unul , respectiv două, sau trei răcitoare intermediare de construcție sudată cu țevi în care apa circulă contra curent cu aerul.

Compresoarele posedă un sistem automat de reglare care la depășirea presiunii de regim acționează direct pe supapele de aspirație.

Compresoarele au două sisteme de ungere:

mecanismul motor are ungere centrală cu presiune creată de o pompă cu roți dințate;

cilindrii se ung separat cu ajutorul unui lubrificator.

Pentru controlul ungerii mecanismului motor este prevăzut un manometru, iar pentru controlul ungerii cilindrilor pe fiecare conductă se montează o sticlă vizoare, compresoarele sunt răcite cu apă. Datorită formei constructive a compresoarelor de aer, se disting următoarele avantaje:

construcție simplă;

greutate mică;

gabarit redus;

antrenarea directă de la motorul electric;

construcție complet închisă prevăzută cu capace laterale dimensionate pentru acces ușor la piese importante;

mers silențios.

Compresoarele 1V 15/7 și 2V 30/7 sunt prevăzute cu volant.

Compresoarele 1V, 2V și 3V se pot folosi în stații de compresoare în întreprinderi mecanice, siderurgice, mine, fabrici de ciment, etc.

Caracteristicile tehnice ale compresoarelor de aer industrial fabricate la UCM Reșița se prezintă în tabelul 1.1.

Complexul se livrează cu motor electric de antrenare, inclusiv aparataj de pornire, se pot livra și în construcție tropicalizată.

Tabelul 1.1

1.2 STUDIUL TEORETIC PRIVIND STADIUL DE DEZVOLTARE A FABRICAȚIEI DE ARBORI COTIȚI PENTRU MOTOARE TERMICE

Ca și formă constructivă se deosebesc două tipuri caracteristice de arbori cotiți:

arbori cotiți dintr-o singură bucată;

arbori cotiți din mai multe bucăți.

Arborii cotiți dintr-o singură bucată se execută din semifabricat matrițat.

Arborii cotiți din mai multe bucăți se montează pe rulmenți în cartere tunel.

Obișnuit fusurile palier alternează cu manetoanele, soluția oferind o mare rigiditate, cazul când la manetoane există un fus palier.

În această situație, pentru creșterea rigidității, se mărește diametrul fusurilor palier, se reduce lungimea lor și se îngroașă brațele. Fusurile palier au în general același diametru, lungimea lor depinde de încărcarea pe care o suportă. La motoarele cu ardere internă lungimile primului și ultimului palier se aleg ținând se ama și de necesitatea prevederii mecanismelor de antrenare a agregatelor auxiliare (distribuție, ventilator, etc) și a volantului.

În general lungimea lor este mai mică decât a palierelor centrale.

Pentru a reduce greutatea arborelui și a mări rezistența la oboseală fusurile palier și maneton se găuresc, fig. 1.1.

Fig. 1.1 Soluții constructive de fusuri palier

Soluția din figura 1.1, c, oferă rezistența cea mai mare la oboseală (de 2 – 3 ori mai mare față de cea din fig. 1.1, a), dar este și cea mai scumpă, se preferă soluția, fig. 1.1, b.

Brațele manetoanelor au forme forte diferite: de la soluția mai veche, paralelipipedică până la forma eliptică sau circulară, care îndepărtează materialul aflat în exces de la extremități și mărește durabilitatea, fig. 1.2.

Forma, dimensiunile și modul de racordare a brațelor la fusuri au o mare importanță asupra rezistenței lor la oboseală. Se preferă racordările cu mai multe raze sau cu degajare, deoarece se obține o suprafață portantă a palierului mai mare. Uleiul necesar ungerii fusurilor paliere este adus sub presiune din magistrala de ulei, care există de obicei în carter. De aici prin canale, care traversează fusurile palier și brațele, uleiul ajunge la fusurile maneton.

Orificiile de ungere de pe suprafața fusurilor se plasează în zona unde pe periferia fusului presiunea are valoarea minimă. Fiind concentratori de tensiune, muchiile orificiilor se racordează sau se execută fațete sau șanțuri de descărcare. Se procedează la îngroșarea pereților fusului, în regiunea orificiului sau la ecruisarea muchiilor orificiului prin presarea unei bile.

Utilizarea contragreutăților pentru echilibrarea forțelor de inerție de rotație și a momentelor lor, sau pentru descărcarea lagărelor se face luând în considerare regimul de turații, lungimea, numărul și rigiditatea lagărelor.

Contragreutățile fac corp comun cu brațul dacă arborele este turnat sau se montează prin îmbinare pe braț. Pentru descărcarea șuruburilor de prindere contragreutățile sunt prevăzute cu umeri, îmbinare în coadă de rândunică etc.

Fig. 1.2 Forme constructive – brațe manetoane

Forma și dimensiunile arborilor cotiți depind de o gamă de factori ca:

numărul și poziția cilindrilor;

cursa pistoanelor și mărimea rezultantei presiunilor ce se exercită asupra fiecărui piston;

turația de regim a arborelui.

Cu cât cursa pistoanelor este mai mare, cu atât turația arborelui cotit este mai mică. Pentru motoarele grele marine cursa pistoanelor variază între 800 – 1250 mm, pentru motoarele de tractor între 130 – 150 mm, pentru motoarele de automobil între 100 – 180 mm, iar pentru motoarele de motocicletă între 50 – 105 mm. Arborele cotit se execută prin forjare sau prin turnare. Forjarea în funcție de lungimea arborelui, se face prin matrițare (sub 2 m) și liberă. Arbori forjați sunt din oțel carbon (OLC 45, OLC 60) cu σ = 700 – 800 N/mm2 sau din oțeluri aliate cu Ni, Mo, V cu σ = 825 – 1250 N/mm2.

Arborii turnați se fac din oțel sau fontă, și prezintă următoarele avantaje:

proprietăți bune de turnare;

rezistență la oboseală;

amortizare bună a vibrațiilor torsionale.

Se utilizează sortimentele de fontă: fontă maleabilă perlitică, fontă cu grafit nodular, fonta aliată. În ultima vreme s-a extins procedeul de turnare a arborilor din oțel sau din fontă cu grafit lamelar și nodular. Printr-o turnare de precizie se obține forma finală a arborelui, nemaifiind necesare cheltuieli suplimentare pentru prelucrarea mecanică.

La arborii cotiți executați din bucăți separate care se asamblează, brațele și manetonul se forjează împreună iar fusurile palier se forjează separat, în final fusurile palier se fixează în brațe prin presare, serajul rezultând din diferența (0,001 … 0,00125)df la diametru.

În fig. 1.3 se indică dependența, determinată pe bază statistică, dintre diametrul fusurilor palier df și diametrul cilindrilor D pentru motoare termice.

Fig. 1.3 Dependența dintre diametrul fusurilor palier și diametrul cilindrilor

1.3 TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A ARBORILOR COTIȚI

a) Caracteristici constructive, condiții tehnice de execuție

Arborii cotiți se disting de ceilalți arbori prin faptul că o parte a tronsoanelor lor sunt excentrice, direcția excentricității fiind în general diferită de la un tronson la altul.

Ca urmare fusurile arborilor cotiți sunt de două categorii:

fusuri paliere – a căror axă este coliniară cu cea a arborelui;

fusuri manetoane – a căror axă este excentrică față de cea arborelui.

Zonele de legătură dintre cele două categorii de fusuri se numesc brațele arborelui cotit. Condițiile tehnice de execuție se referă în primul rând la precizia dimensională și calitatea suprafețelor fusurilor, poziția reciprocă a acestor suprafețe, continuitatea găurilor de ungere (prin care uleiul sub presiune circulă de la fusurile paliere spre cele manetoane și, uneori de aici la bolțul pistonului) și echilibrării arborelui în ansamblu.

Astfel, precizia diametrală a fusurilor corespunde treptelor 6 sau 7 (ovalitatea și conicitatea acestora fiind mai strâns tolerată), neparalelismul axelor diferitelor fusuri se limitează la 0,02 mm/100 mm lungime, iar bătaia radială a fusurilor paliere trebuie să nu depășească (0,025 … 0,035) mm. În fabricația de serie mare sau masă a arborilor cotiți de dimensiuni mici și mijlocii, executați din oțel, semifabricatele se obțin prin matrițare. În continuare semifabricatele sunt debavurate, normalizate, îndreptate și eventual sablate. La serii mici, semifabricatele se obțin prin forjare liberă, căutând ca totuși consumul de material și de manoperă să fie cât mai redus cu putință. Arborii cotiți de dimensiuni mari, executați în serie (spre exemplu arborii cotiți pentru compresoare), se obțin printr-un procedeu special, a cărei schemă de desfășurare, fig. 1.4, cuprinde următoarele etape:

– bara de material 1, încălzită, se prinde în zonele A, B, C, unde urmează să se formeze trei dintre fusurile arborelui;

– elementele de prindere A și C strâng materialul și îl refulează axial spre B (mișcarea 2);

– în cursul acestei refulări, zona B se deplasează radial (mișcarea 3), până la realizarea excentricității „e”.

b) Particularitățile prelucrării mecanice prealabile arborilor cotiți

Tehnologia de fabricație a arborilor cotiți cuprinde aceleași etape ca în cazul arborilor drepți:

operații pregătitoare;

prelucrarea prealabilă a suprafețelor principale și auxiliare;

tratamentul termic;

finisarea;

controlul final.

Fig. 1.4 Fazele procesului de forjare a arborilor cotiți

Anumite construcții de arbori cotiți, fig. 1.5, permit executarea unor găuri de centrare destinate prelucrării fusurilor manetoane. La fabricația de masă bazele tehnologice sunt prelucrate pe mașini agregat, în cadrul unei singure operații.

Fig. 1.5 Modul de prindere între vârfuri pentru

prelucrarea fusurilor manetoane

Suprafețele fusurilor paliere și manetoane se prelucrează prin strunjire sau frezare. În cazul seriilor mari, strunjirea se realizează pe strunguri speciale multicuțit, la care sea fusurilor corespunde treptelor 6 sau 7 (ovalitatea și conicitatea acestora fiind mai strâns tolerată), neparalelismul axelor diferitelor fusuri se limitează la 0,02 mm/100 mm lungime, iar bătaia radială a fusurilor paliere trebuie să nu depășească (0,025 … 0,035) mm. În fabricația de serie mare sau masă a arborilor cotiți de dimensiuni mici și mijlocii, executați din oțel, semifabricatele se obțin prin matrițare. În continuare semifabricatele sunt debavurate, normalizate, îndreptate și eventual sablate. La serii mici, semifabricatele se obțin prin forjare liberă, căutând ca totuși consumul de material și de manoperă să fie cât mai redus cu putință. Arborii cotiți de dimensiuni mari, executați în serie (spre exemplu arborii cotiți pentru compresoare), se obțin printr-un procedeu special, a cărei schemă de desfășurare, fig. 1.4, cuprinde următoarele etape:

– bara de material 1, încălzită, se prinde în zonele A, B, C, unde urmează să se formeze trei dintre fusurile arborelui;

– elementele de prindere A și C strâng materialul și îl refulează axial spre B (mișcarea 2);

– în cursul acestei refulări, zona B se deplasează radial (mișcarea 3), până la realizarea excentricității „e”.

b) Particularitățile prelucrării mecanice prealabile arborilor cotiți

Tehnologia de fabricație a arborilor cotiți cuprinde aceleași etape ca în cazul arborilor drepți:

operații pregătitoare;

prelucrarea prealabilă a suprafețelor principale și auxiliare;

tratamentul termic;

finisarea;

controlul final.

Fig. 1.4 Fazele procesului de forjare a arborilor cotiți

Anumite construcții de arbori cotiți, fig. 1.5, permit executarea unor găuri de centrare destinate prelucrării fusurilor manetoane. La fabricația de masă bazele tehnologice sunt prelucrate pe mașini agregat, în cadrul unei singure operații.

Fig. 1.5 Modul de prindere între vârfuri pentru

prelucrarea fusurilor manetoane

Suprafețele fusurilor paliere și manetoane se prelucrează prin strunjire sau frezare. În cazul seriilor mari, strunjirea se realizează pe strunguri speciale multicuțit, la care semifabricatul este antrenat de la mijloc sau de la ambele capete (bilateral), pentru a reduce deformația prin torsiune datorată efortului mare de așchiere, fig. 1.6. Conținutul acestor etape are însă câteva particularități, mai ales atunci când fabricația este de serie mare sau de masă. Astfel, în afara găurilor de centrare și a suprafețelor frontale de capăt, arborii cotiți mai au o suprafață de bazare, dispusă pe unul din brațele extreme (canal, gaură, aplatizare) și destinată orientării unghiulare la prelucrarea brațelor și a fusurilor manetoane. Arborii cotiți puțin rigizi sunt în plus sprijiniți în timpul prelucrării pe fusul palier median care, la acești arbori cotiți, se prelucrează la începutul procesului tehnologic, împreună cu celelalte baze tehnologice.

Sculele utilizate sunt cuțite tangențiale profilate, care materializează profilele diferitelor zone ale piesei și le strunjesc în cursul unui avans radial.

La strunjirea simultană a fusurilor paliere, sculele sunt poziționate longitudinal și materializează prin profilul lor atât suprafețele acestor fusuri cât și alte suprafețe concentrice cu ele. Fusurile manetoane sunt de asemenea strunjite simultan pe mașini speciale, fig.1.10, la care fiecare cuțit 2 este montat pe câte o sanie portcuțit independentă 3.

Fig. 1.6 Modul de antrenare a arborilor cotiți

pentru reducerea deformațiilor torsionale

Aceste sănii sunt susținute de doi arbori cotiți etalon 4 și 5, care, rotindu-se cu aceeași turație n ca și piesa 1, dau săniilor o translație cu traiectorie circulară, de rază egală cu excentricitatea arborilor cotiți (etalon sau de prelucrat).

În acest fel cuțitele urmăresc fusurile manetoane, fig. 1.7, b, și prelucrează toate suprafețele concentrice cu acestea, precum și suprafețele frontale adiacente.

Frezarea fusurilor arborilor cotiți se execută pe mașini speciale, folosind freze cilindrice cu dinți exteriori sau interiori. Pentru exemplificare în fig. 1.8, se prezintă schema de principiu a unei mașini care frezează prin copiere atât fusurile paliere și manetoane cât și brațele ovale ale arborelui.

Scula utilizată este o freză cilindrică 2 cu dinți amovibili, din carburi metalice, având diametrul de (800 … 1400) mm, adecvat dimensiunilor arborelui cotit.

Semifabricatul se rotește cu turația fp (mișcare de avans), iar freza se rotește cu turația ns (mișcare principală de așchiere) și execută avansul de copiere fc, corelat cu rotația fp a piesei. Mișcarea de copiere se obține cu ajutorului unui sistem mecano – hidraulic, compus din rola schimbabilă 8, având diametrul și excentricitatea corespunzătoare fusului prelucrat, și sectorul circular schimbabil 7, având raza corespunzătoare frezei.

Fig. 1.7 Strunjirea fusurilor manetoane

Cilindrii hidraulici 5, împing spre piesă ansamblul saniei port-freză 3, astfel că sectorul circular 7, solidar cu acest ansamblu este menținut permanent în contact cu rola 8, ce se rotește sincron cu piesa. La o rotație completă a piesei, freza prelucrează jumătate din lungimea manetonului și partea frontală adiacentă. După deplasarea axială corespunzătoare a frezei, începe o nouă rotație a piesei, pentru prelucrarea completă a fusului și a celeilalte suprafețe frontale.

Rigiditatea deosebită a sistemului de prindere a piesei și utilizarea carburilor metalice permit lucrul cu viteze mari de așchiere (100 … 140 m/min) și obținerea unei productivități deosebit de ridicate.

Fig. 1.8 Frezarea arborilor cotiți

c) Tratamentul termic al arborilor cotiți

În procesul tehnologic al arborilor cotiți, operațiile de tratament termic realizează fie reducerea tensiunilor interne în vederea stabilizării dimensionale, fie creșterea durității fusurilor în vederea asigurării unei rezistențe sporite la uzură. Detensionarea se aplică în prima parte a procesului tehnologic sau după executarea principalelor degroșări, în timp ce tratamentele cu scop funcțional (cementare, nitrurare sau călire superficială) se aplică înaintea operațiilor de finisare. Cementarea și mai ales nitrurarea se aplică stratului superficial al fusurilor și asigură o rezistență la uzură deosebită. Totuși adâncimea relativ mică a stratului durificat (0,4 … 0,6 mm la nitrurare, de exemplu) impune refacerea tratamentului la recondiționarea arborelui după uzare.

Călirea superficială prin CIF permite ca grosimea stratului durificat să fie mult mai mare (2 … 4 mm), astfel că la recondiționare nu mai este necesar un nou tratament termic, în plus ciclul termic este mult mai sumar, durata procesului mult mai mică, iar deformațiile sunt minime.

Din aceste motive, arbori cotiți de dimensiuni mijlocii sau mari sunt tratați termic prin călire superficială, asigurându-li-se o durabilitate totală mare, iar cei de dimensiuni mici, mai ușor schimbabili, sunt tratați termochimic.

d) Finisarea arborilor cotiți

Fusurile, suprafețele de antrenare și alte câteva suprafețe ale arborilor cotiți se supun unor operații de finisare prin rectificare, vibronetezire sau lepuire, pentru a reduce erorile până la nivelul treptei 6 de precizie și asperitățile superficiale până sub Ra = 0,4 … 0,8 μm, (pe fusurile de lagăr). Atât suprafețele centrice ale arborelui cotit, cât și cele excentrice se rectifică pe mașini specializate, de cele mai multe ori cu avans transversal. Suprafețele centrice se rectifică între vârfuri, iar cele excentrice, în operație separată, arborele cotit fiind așezat încât axa suprafeței prelucrate să coincidă cu cea a mașinii, fig. 1.9. Bazarea se face pe suprafețele cilindrice ale palierelor de la capete (sau între vârfuri) și pe suprafața de orientare unghiulară, special prelucrată pe unul din brațe. Discul abraziv are diametrul relativ mare (500 … 900 mm), pentru a putea pătrunde printre brațe până la fusurile excentrice. Suprafețele fusurilor de lagăr se supun, în plus, unei operații de superfinisare, realizată prin vibronetezire sau mai frecvent, prin lepuire, instalațiile utilizate fiind specializate. În aceste operații se urmărește doar îmbunătățirea calității suprafeței, prin aplatizarea vârfurilor microasperităților. Tot în această etapă a procesului tehnologic se execută și echilibrarea dinamică a arborelui cotit, pe mașini de asemenea specializate.

Echilibrarea se realizează mai întâi constructiv, prin montare pe brațe a unor contragreutăți confecționate special în acest scop, iar apoi tehnologic, prin executarea unor găuri în anumite zone ale arborelui cotit, funcție de indicațiile mașinii de echilibrat.

Fig. 1.9 Rectificarea arborilor cotiți

1.4 ARBORI COTIȚI PENTRU COMPRESOARE ÎN CONSTRUCȚIE FRETATĂ

În figura 1.10, se prezintă ansamblul unui arbore motor pentru compresoare 1V, în construcție fretată.

S-au notat următoarele părți componente:

arbore cotit pentru compresoare 1V = 1 bucată;

bulon M 20 x 125 = 4 bucăți;

piuliță M 20 = 4 bucăți;

șaibă A 20 = 4 bucăți;

contragreutate = 2 bucăți;

semicuplaj volant.

Fig. 1.10 Ansamblu arbore motor pentru compresoare 1V

În figura 1.11, se prezintă execuția unui arbore cotit pentru compresoare 1V.

Părțile componente principale sunt:

fus stânga;

manivelă;

dop 3/4'’;

fus dreapta.

Fig. 1.11 Arbore cotit pentru compresoare 1V

Capitolul II

PROIECTAREA CONSTRUCTIVĂ A

ARBORELUI COTIT ÎN CONSTRUCȚIE FRETATĂ – 1V

2.1 CALCULUL DE VERIFICARE AL ARBORELUI COTIT

Arborele se dimensionează pe bază de date statistice, arborele cu mai mult de două fusuri paliere este o grindă simplu rezemată, static nedeterminată. La calculul de verificare se consideră arborele o grindă discontinuă, formată dintr-un număr de părți corespunzător numărului porțiunilor dintre două fusuri paliere. Pentru aprecierea forțelor maxime și medii care solicită fusurile manetoane și paliere se construiesc diagrame polare. Verificarea la oboseală se face pentru regimul de putere maximă, iar pentru mașinile – unelte și pentru regimul de mers în gol de turație maximă. Fusurile paliere sunt solicitate la răsucire după un ciclu asimetric, fusul maneton este supus la răsucire și încovoiere iar brațele sunt solicitate la tracțiune, întindere și răsucire. Fusurile palier și maneton se verifică și la presiunea maximă și medie, pentru asigurarea existenței unui film de ulei între suprafețele care se freacă. Solicitări periculoase sunt produse de vibrațiile torsionale, se impune astfel determinarea regimurilor de rezonanță.

Reducerea amplitudinilor vibrațiilor torsionale se realizează prin modificarea formei și materialului arborelui (se modifică lungimea, masele care produc vibrații). Dacă regimurile de rezonanță nu pot fi evitate constructiv, se montează amortizoare de vibrații.

Calculul de verificare al arborelui se extrage din [3] pagina 114.

În vederea studiului eforturilor, în figura 2.1, s-a reprezentat schema arborelui, pe care s-au configurat sarcinile, principalele cote și direcțiile axelor de coordonate considerate pe fiecare secțiune a arborelui.

Se va verifica arborele cotit pentru compresor 1V, figura 2.1, știind că:

Forța P = 20 kN = 20000 N;

d = 110 mm;

a = 85 mm;

b = 100 mm;

c = 150 mm;

d = 110 mm;

r0 = 350 mm;

β = 600;

σa = 100 N/mm2, pentru material OLC 45.

În tabelul 2.1 se dau expresiile eforturilor N, Mx, Miy, Miz într-o secțiune oarecare pentru fiecare interval și valorile acestora în secțiunile numerotate pe schema de calcul din figura 2.1.

Forța P se descompune în două componente:

P1 = P sin β = 20000 sin 600 = 17320,5 N

P2 = P cos β = 20000 cos 600 = 10000 N

Tabelul 2.1

Verificarea secțiunii 10 de formă circulară, cu d = 110 mm:

Miy = 0,5 P1 a = 0,5 17320,5 110 = 952627,5 Nmm

Miz = 0,5 P2 a = 0,5 10000 110 = 550000 Nmm

Mx = P1 r0 = 17320,5 350 = 6062175 Nmm

Momentul încovoietor rezultant este:

Mi = 0,5 P a = 0,5 20000 110 = 1100000 Nmm

Se calculează eforturile unitare:

σ = N/mm2

τ = N/mm2

σechiv. = N/mm2 ≤ σa = 100 N/mm2

Fig. 2.1 Diagrama de eforturi pentru arbore cotit

Verificarea secțiunii 6, de formă circulară, fig.2.2, cu d = 110 mm:

Miy = 0,5 P1 (a + b + 0,5c) = 0,5 17320,5 285 = 2468171,3 Nmm

Miz = – 0,5 P2 (a + b + 0,5c) = – 0,5 10000 285 = – 1425000 Nmm

Mx = 0,5 P1 r0 = 0,5 17320,5 350 = 3031087,5 Nmm

Momentul încovoietor rezultant este:

Mi = 2849999 Nmm

Eforturile unitare sunt:

σ = N/mm2

τ = N/mm2

σechiv. = N/mm2 ≤

≤ σa = 100 N/mm2

Date inițiale: b = 100 mm și h = 230 mm.

N = 0,5 P2 = 0,5 10000 = 5000 N

Miy = – P1 r0 = – 17320,5 350 = – 6062175 Nmm

Miz = 0,5 P2 (a + 0,5b) = 0,5 10000 160 = 800000 Nmm

Mx = 0,5 P1 (a + 0,5b) = 0,5 17320,5 160 = 1385640 Nmm

Verificarea secțiunii 9 de formă dreptunghiulară, se face după schema de calcul din figura 2.3.

Fig. 2.2 Eforturi unitare – manivelă arbore cotit

a) Calculul eforturilor unitare în punctul B, fig.2.3

N/mm2

b) Calculul eforturilor unitare în punctul C, fig.2.3

N/mm2

τC = N/mm2

σechiv. = N/mm2 ≤ σa = 100 N/mm2

Fig. 2.3 Verificare secțiune de formă dreptunghiulară

c) Calculul eforturilor unitare în punctul D, fig.2.3

N/mm2

τD = N/mm2

σechiv. = N/mm2 ≤

≤ σa = 100 N/mm2

Solicitarea maximă are loc în secțiunea 3, unde σechiv. = 29,65 N/mm2.

2.2 VERIFICAREA MONTAJULUI BIELEI PE MANETONUL ARBORELUI COTIT

Elemente de calcul din [2] pagina 66.

Date inițiale:

forța maximă care acționează asupra lagărului, F = 20000 N;

turația în lagăr, n = 1500 rot/min;

diametrul lagărului, d = 110 mm;

lungimea lagărului, l = 120 mm;

presiune admisibilă, pma = 12,5 N/mm2;

materialul cuzinetului – CuSnPb5, STAS 1512 – 97.

Schema pentru calcul se prezintă în figura 2.4:

Fig. 2.4 Verificare montaj bielă pe maneton arbore cotit

Lungimea lagărului se poate determina în funcție de raportul l/d = 0,5 … … 0,8.

Se verifică lagărul la presiune de contact:

pm =

Se efectuează calculul la încălzire:

pm v = 1,515 8,64 = 13,08 Nm/mm2s ≤ (pmv) = 35 Nm/mm2s

unde:

v = m/s

2.3 CALCULUL ÎMBINĂRILOR CU STRÂNGERE

Se studiază ajustajul Φ130 H11(+0,2500) / Φ130 y7(+0,230+0,180), adică asamblarea presată dintre fusul stânga și manivelă.

Cu relațiile din [2] pagina 32, explicităm diametrele funcție de cota nominală și de abateri:

Dmax = N + As = 130 + 0,250 = 130,250 mm

Dmin = N + Ai = 130 + 0 = 130 mm

dmax = N + as = 130 + 0,230 = 130,230 mm

dmin = N + ai = 130 + 0,180 = 130,180 mm

Caracteristicile de asamblare J și S vor avea două valori limită admisibile:

Jmax = Dmax – dmin = 130,250 – 130,180 = 0,07 mm

Jmin = Dmin – dmax = 130 – 130,230 = – 0,23 mm

Smax = dmax – Dmin = 130,230 – 130 = 0,23 mm

Smin = dmin – Dmax = 130,180 – 130,250 = – 0,07 mm

Se calculează domeniul de dispersie admisibil TD pentru diametrul D al alezajului, și Td pentru diametrul d al arborelui:

TD = Dmax – Dmin = 130,250 – 130 = 0,250 mm

Td = dmax – dmin = 130,230 – 130,180 = 0,050 mm

Nu se îndeplinește nici condiția jocului, nici cea a strângerii, astfel încât avem de-a face cu un ajustaj intermediar.

La un ajustaj intermediar, care poate să se auto stabilească într-un ajustaj cu joc și/sau într-un ajustaj cu strângere, formulele de relație fundamentale devin:

Tj = Jmax +Jmin = 0,07 – (-0,23) = 0,3 mm

Ts = Smax – Smin = 0,23 – (-0,07) = 0,3 mm

Pentru că Smax > Jmax se impune caracteristica maximă majoritară Smax, deci avem un ajustaj cu strângere, ca în figura 2.5.

Fig. 2.5 Grupa de ajustaj cu strângere

În prezentarea următoare a calculului îmbinărilor cu strângere, se folosesc notațiile originale ale surselor bibliografice. Echivalența acestora, cu cele folosite în restul cuprinsului lucrării este: d Φ; d1 Φ; d2 Φ. Cele două piese, cea care strânge (2) și cea strânsă (1), figura 2.6, care formează îmbinarea prin strângere, după montare suferă anumite deformații pe suprafețele de contact și apar eforturi după direcții în material.

Se constată că în cazul ajustajelor cu strângere pot apărea situații în care:

deformațiile pieselor rămân în limitele elasticității;

odată cu deformațiile elastice apar și deformații plastice;

întreg materialul pieselor se deformează.

În general la calculul elementelor strângerii se urmărește menținerea solicitărilor în domeniul elastic, in această ipoteză relațiile pentru determinarea acestor eforturi unitare sunt prezentate în figura 2.7.

La baza calculului îmbinărilor presate se pune principiul strângerii, respectiv al deformațiilor elastice, ca urmare a existenței în stare liberă a unei „supradimensiuni” Δ, figura 2.8, care în urma montării este preluată prin deformații elastice de fiecare piesă în parte, în mod inegal, producându-se pe suprafața de contact o presiune p.

Determinarea prin calcul a capacității de transmitere a solicitărilor pornește de la ipoteza că întreaga îmbinare este solicitată în mod uniform.

Fig. 2.6 Definirea diametrelor în îmbinările cu strângere

Fig. 2.7 Reprezentarea variației tensiunilor într-o îmbinare presată

Fig. 2.8 Deformația arborelui și a alezajului după îmbinare

Îmbinările presate pot transmite o forță axială Fa sau un moment de torsiune Mt, figura 2.9, datorită forței de frecare care ia naștere între piesele îmbinate, în urma strângerii.

Condiția care se pune este ca presiunea p să fie astfel aleasă , încât forța de frecare Ff care ia naștere pe suprafețele de contact să fie mai mare decât momentul de torsiune care se transmite prin îmbinare.

Fig. 2.9 Reprezentarea solicitărilor într-o îmbinare presată

Calculul analitic al strângerii minime (Smin), valoarea minimum necesară pentru a asigura minimumul necesar de grad de fixare al asamblării este:

Smin = p Φ (3.1.56)[2]

În care:

Smin – strângerea minimă, mm;

p – presiunea pe suprafața de contact dintre alezaj și arbore, N/mm2;

Φ – diametrul asamblării, mm;

CA, CB – coeficienți de strângere minimă respectiv maximă;

EA, EB – modulele de elasticitate ale materialului cuplului de ajustare (pentru arbore și respectiv pentru alezaj), N/mm2.

Presiunea pe suprafața de contact se calculează:

p = (3.1.57)[2]

În care:

P – forța care acționează asupra asamblării, N;

μ – coeficientul de frecare (la oțel, μ = 0,08; la bronz pe fontă μ = 0,05);

l – lățimea de asamblare, mm;

Coeficienți de strângere se calculează:

CA = (3.1.58)[2]

CB = (3.1.59)[2]

În care:

Φ1 – diametrul interior (în cazul arborelui tubular), mm, (dacă Φ1 = 0 în cazul arborelui plin, pentru care valoarea CA = 1 – υ);

Φ2 – diametrul butucului (la nivelul de intervenție a lui P), mm;

υ – coeficientul lui Poisson (la oțel pe oțel υ = 0,3).

Se consideră cazul asamblării cu strângere dintre fusul stânga și manivela arborelui cotit, fig. 2.10. Date inițiale de calcul:

Φ = 130 mm;

Φ1 = 0 mm;

Φ2 = 300 mm;

l = 100 mm;

P = 20000 N;

EA = EB = 2,1 105 N/mm2;

μ = 0,08;

υ = 0,3.

Presiunea pe suprafața de contact dintre alezaj și arbore, p:

p = N/mm2

Momentul de torsiune transmis, Mt:

Mt = P Nmm

Se calculează coeficienții de strângere, CA și CB:

CA = =

CB = =

Fig. 2.10 Asamblare manivelă pe fus stânga

Se calculează rapoartele:

mm2/N

K = mm2/N

Smin = p K Φ = 6,12 0,000168 130 = 0,133 mm = 133 μm

Făcând uz de STAS 8104 – 88, între ajustajele care pot răspunde datelor obținute se încadrează H11/y7, oferă o siguranță mai mare a strângerii.

Piesa cuprinzătoare (manivela), sub efectul tensiunilor provocate de strângere, își va mări diametrul cu:

Δ2 = [μm] (3.1.60)[2]

Δ2 = μm

La dimensiunile date ale manivelei, este sigur că se permite această deformație.

Admițând un plus de 100 μm, pentru o ușoară trecere a bandajului manivelei peste fus rezultă temperatura de încălzire:

t = C

Pentru a se lua în considerare răcirea piesei în timpul manipulării, se încălzește piesa la o temperatură cu circa 15% mai ridicată:

tc = 1,15 249 = 2860C

Capitolul III

PROIECTAREA TEHNOLOGICĂ A FUSULUI

DREAPTA, COMPONENTĂ A ARBORELUI COTIT

ÎN CONSTRUCȚIE FRETATĂ – 1V

Se proiectează tehnologia de fabricație pentru piesa fus dreapta, din figura 3.1.

3.1 ANALIZA CONSTRUCTIV – TEHNOLOGICĂ A PIESEI

a) Descriere constructivă

Piesa fus dreapta, se va executa în clasa de precizie mijlocie, conform STAS 2300-88, și se concretizează prin următoarele condiții tehnice impuse:

precizie dimensională, realizare cote Φ130 (+0,230 +0,180) – cotă formular; Φ120 f7 (-0,036 –0,021); Φ120 (+0,190 +0,130) – cotă formular;

precizie geometrică, cilindricitate 0,010, respectiv 0,020, zone de capăt Φ130 și Φ120;

calitatea suprafeței, rugozitate generală Ra = 12,5 (m), rugozitate impusă Ra = 0,8; Ra = 3,2 ; Ra = 6,3 (m); canal de pană, dantură, respectiv suprafață interioară

b) Descriere funcțională

Piesa face parte din subansamblul arbore cotit pentru compresoare – 1V, pe capătul din dreapta al piesei montându-se semicuplajul de legătură cu elementele compresorului.

c) Stabilirea bazelor tehnologice

Piesa se va orienta și fixa între vârfurile universalului (bacuri) în cazul general de strunjire cilindrică exterioară sau interioară. În cazul frezării, găuririi, piesa se va prinde pe masa mașinii de frezat sau de găurit cu ajutorul dispozitivelor adecvate, șurub, piuliță, bride. În cazul danturării sau mortezării, se va prinde în planșaibă sau pe prisme.

d)Materialul de prelucrat

Din STAS 880 – 88, se alege un oțel carbon de calitate pentru tratament termic, destinat construcției de mașini, OLC 45.

Din tabelul 3, pagina 3, STAS 880 – 88, se extrage compoziția chimică a materialului ales.

Din tabelul 5, pagina 8, STAS 880 – 88, se extrag caracteristicile mecanice garantate pe produs, determinate pe probe tratate termic.

Duritatea maximă a produselor livrate în stare laminată se stabilește la înțelegere între producător și beneficiar. Pentru mărcile de oțel la care nu se precizează valorile durității în stare normalizată, acestea se stabilesc prin contract.

Tratamentul termic aplicat probelor se extrage din tabelul 7, STAS 880 – 88, pagina 9:

3.2. 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.

Fig. 3.1 Fus dreapta

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

KU = (7.19)pag.88[13]

calculul volumului semifabricatului :

VSEMIFABRICAT = π 7,52 60 = 10602,8 cm3

densitatea materialului de prelucrat :

ρMATERIAL =7,85 g / cm3

calculul masei semifabricatului :

MSEMIFABRICAT =ρMAT. VSEMIFABRICAT =7,85 10602,8 = 83232 g= 83,232 kg

Calculul coeficientului absolut de utilizare :

KU =100 % = 100 % = 62,11 %

Unde mpiesă = 51,7 kg, se alege astfel un semifabricat forjat.

3.3 DETERMINAREA ADAOSURILOR DE PRELUCRARE, CALCULUL DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE

A. Calculul dimensiunilor intermediare ale semifabricatelor

Se determină cunoscând mărimea adaosului de prelucrare, pentru operația sau faza considerată, cu formulele din [13].

a) pentru suprafețe de revoluție exterioare, cu adaos de prelucrare simetric (fig. 3.2).

S-au notat:

dr – dimensiunea de reglare a scuRON;

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)[13]

2ACmax =amax -bmax (5.19)[13]

Ținând seama de relațiile:

amax =amin + Ta (5.20)[13]

Fig. 3.2 Calculul dimensiunilor intermediare

bmax =bmin +Tb (5.21)[13]

2ACmax =amin +Ta – bmin -Tb (5.22)[13]

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

2ACmin = bmax -amax (5.25)[13]

2ACmax =bmin -amin (5.26)[13]

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.

B. Calculul propriu-zis al adaosului de prelucrare

Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru suprafața cilindrică Φ146, se face considerând operațiile și fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.

Pentru că adaosul de prelucrare este simetric, se utilizează relațiile din [13].

a) 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 =0,2 μm/mm, tab.(1.4), curbarea specifică

lC =591 mm

ρP =2 0.2 591 = 236,4 μm

La prelucrări între vârfuri nu se face verificarea așezării, (εv=0)

Adaosul minim pentru rectificare este:

2ACmin =2(RZp + ρP)=2(25 + 236,4)= 522,8 μm

Din tabelul (7.19), [13], obținem toleranța pentru operația precedentă – strunjire conform clasei 6 de precizie:

Tp =260 μm

Deci adaosul nominal pentru rectificare este:

2ACnom= 2ACmin + Tp = 523 + 260= 783 μm

Dimensiunea maximă după strunjire (înainte de rectificare), va fi:

dmax = 146 + 0,783 = 146,783 mm, se rotunjește

dmax = dnom= 146,8 mm

dmin = 146,8 – 0,260 = 146,54 mm

Operația de strunjire se va executa la cota Φ 146,80-0,26 mm

b) Strunjire(operația precedentă este turnarea)

RZp= 150 μm tab. (3.3)[13]

SP = 250 μm tab. (3.3)[13]

ρP = tab. (1.3)[13]

unde:

ρc=2Δclc tab. (1.4)[13]

Δc = 0,06 μm/mm tab. (1.4)[13]

ρc = 2 0,06 591 = 70,92 μm

lc =591 mm

ρcentr.=0,25 tab. (1.3)[13]

T = 3400 μm tab. (3.1)[13]

ρcentr.=0,25= 0,886 mm= 886 μm

ρP== 888 μm

Adaosul de prelucrare minim pentru strunjire este:

2ACmin =2(RZp + Sp) +2ρP =2(150 + 250) + 2 888= 2576 μm

Din tabelul (3.1), se obține abaterea inferioară Ai, la diametrul barei:

Ai =+ 2 mm

Adaosul nominal calculat pentru strunjire, este:

2ACnom =2ACmin + Ai = 2,576 + 2 = 4,576 mm

Dimensiunea nominală a barei forjate se calculează:

dnom.sf.= dmax + 2ACnom = 146,8 + 4,576 = 151,376 mm

Se alege un semifabricat forjat, cu diametrul standardizat:

Φ155+1,4-2,0 mm

c) Calculul adaosului de prelucrare pentru suprafața frontală, L=591 (mm)

Suprafețele frontale de capăt se prelucrează prin strunjire, (operația precedentă este debitarea cu cuțit de strung).

Din tabelul (3.6), [13]:

RZp + Sp =0,3 mm

ρP = 0,010 D = 0,010 146 = 1,46 mm, neperpendicularitatea capătului barei față de axa semifabricatului.

Din tabelul (3.6), se extrage abaterea inferioară la lungimea barei debitate:

Ai = 1,8 mm

Adaosul minim calculat este:

2ACnom =2ACmin + Ai= 3,52 + 1,8 = 5,32 mm

unde:

2ACmin =2(RZp + Sp) +2ρP = 20,3 + 2 1,46 = 3,52 mm

Dimensiunea nominală pentru debitare este:

Lnom = 591 + 5,32 = 596,32 mm; se rotunjește,

Lnom = 597 mm

La debitare se va respecta cota: 597 ±0,5 mm

Valoarea efectivă a adaosului nominal este:

2ACnom = 597 – 591 = 6 mm

Pentru fiecare suprafață frontală adaosul este:

ACnom = 3 mm

3.4 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC

010 – Debitare, lungime L = 597.

020 – Strunjire cilindrică exterioară degroșare în trepte, frontal, centruire ambele capete, strunjire cilindrică exterioară la Φ151; Φ137; Φ127.

030 – Control U.S. conform L 76002 – 0.

040 – Tratament termic: sablare cu alice.

050 – Strunjire cilindrică exterioară finisare în trepte, frontal, exterior Φ146; Φ124 conform schiță, respectiv Φ130,7, găurire 1 x Φ25, teșire 1,5 x 450; respectiv 4 x 450.

060 – Autocontrol.

070 – Rectificare rotundă exterioară Φ130+0,230+0,180, pe lungime 101.

080 – Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.

090 – C.T.C. – măsurare cote importante.

3.5 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 (10.10), pag. 226, [13], se alege mașina de rectificat exterior ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul 3.2:

Tabelul 3.2

3.6 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE

Calculul regimurilor de așchiere se face după metodele de calcul din [13], pentru următoarele 4 operații de așchiere reprezentative:

strunjire degroșare;

strunjire finisare;

găurire;

rectificare rotundă exterioară;

a) Strunjire – degroșare

Date inițiale:

D1= 155 mm, diametrul piesei înainte de prelucrare

Dp= 151 mm, diametrul piesei prelucrate

adâncimea de așchiere la strunjirea longitudinală, t(mm):

tL = = 2 mm

numărul de treceri nt:

nt = 2

adaosul de prelucrare, ap(mm):

ap = 1 mm = t

Se impune obținerea unei rugozități de 6,3 μm, strunjirea se execută pe un strung SN 400×1500, cu un cuțit armat cu plăcuță din carburi metalice, P10 (grupa de utilizare), având ж=600; жs=150; rε=1 mm, fața de degajare plană cu γ=00 și secțiune transversală a corpului cuțitului ς=20×20 mm2.

avansul pentru strunjirea de degroșare, se extrage din tabelul (2.30)[13]:

fL = fT = 1,1 mm/rot,

avans ce se poate realiza la strungul SN 400×1500, tabelul (1.30)[13].

viteza economică de așchiere, se calculează cu formula:

[m/min]

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.(2.4)[13]pag.65 pentru oțel carbon cu HB = 217

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(2.4)[13]

T = 90 min – duritatea scuRON așchietoare

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(2.3)[13]

t = 1 mm – adâncimea de așchiere

f = 1,1 mm/rot – avansul de așchiere

kv = k1. k2. k3. k4. k5. k6. k7. k8. k9

k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare

Cuțit 20 x 20 mm2 : ASecțiune transversală = 400 mm2; =0,08 – pentru oțel

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale

tab.(2.4)[13]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

tab.(2.6)[13]

unde: φ= 0,3 – exponent funcție de materialul cuțitului P10

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

tab.(2.7)[13]

unde: a = 15

k4 – coeficient funcție de influența razei de racordare a vârfului cuțitului

tab.(2.9)[13]

unde: μ= 0,1 – pentru degroșare

k5 = 1,32; tab.(2.11)[13]

k6 = 1; tab.(2.12)[13]

k7 = 1; oțel fără țunder

k8 = 0,9 ; pentru forma plană a suprafeței de degajare

kv = 0,968 0,9173 1 0,933 1 1 1 1 1,32 = 1,093

Viteza de așchiere va fi :

Se calculează turația piesei:

Se recomandă n 800, pentru degroșare.

Se alege imediat turația inferioară sau superioară din gama de turații ale M.U

n = 315 rot/min, turație aleasă din gama M.U.

Recalcularea vitezei reale:

viteza de avans vf = n f = 315 1,1 = 346,5 mm/min

Se calculează forțele de așchiere tangențială, respectiv radială cu formulele:

Fz= [daN]

Fy= [daN]

CFz, CFy, coeficienți dați în tabelul (1.18), funcție de materialul de prelucrat:

CFz= 3,57; CFy=0,0027;

xFz, xFy, yFz, yFy, exponenți funcție de materialul de prelucrat, dați în tabelul (2.19)[13];

xFz=1; xFy=0,9; yFz=0,75; yFy=0,75;

nz, ny, exponenți funcție de materialul de prelucrat, tabelul (2.20):

nz= 0,75; ny= 2;

Coeficienții globali de corectare a forțelor de așchiere KFz, KFy, se determină cu relațiile:

KFz= KnzKҗzKrzKhzKγz

KFy= KnyKҗyKryKhyKγy

unde:

Knz, Kny, coeficienți de corecție funcție de materialul de prelucrat, tabelul (2.21)[13];

Knz= Kny=1;

Kҗz, Kҗy, coeficienți de corecție funcție de unghiul de atac principal, tabelul (2.22)[13];

Kҗz=0,98; Kҗy=0,71;

Krz, Kry, coeficienți funcție de raza de rotunjire de la vârf, tabelul (2.23)

Krz=

Kγz, Kγy, coeficienți funcție de unghiul de degajare, tabelul (2.24)[13]

Kγz=1; Kγy=1;

Khz, Khy, coeficienți funcție de uzura pe fața de așezare, tabelul (2.25)[13]

Khz=0,98; Khy=0,82;

KFz=1 0,98 0,933 1 0,98 = 0,896

KFy=1 0,71 0,8122 1 0,82 = 0,472

Se obțin componentele forței de așchiere:

Fz = 3,57 11 1,10,75 2170,75 0,896 = 194,25 daN

Fy = 0,0027 10,9 1,10,75 2172 0,472 = 58,311 daN

Puterea de așchiere se calculează cu:

Pa= [kw]

Pa=kw

Se consideră mașina unealtă are randamentul η=0,7, astfel se verifică puterea motorului:

PMu η = 7 0,7 =4,9 kw

Pa ≤ PMu η

Momentul de torsiune rezultant, se calculează cu:

Mt = [daNm]

Mt = daN m

b) Strunjire finisare

Date inițiale :

dimensiunea de prelucrat: Φ 124 mm;

lungimea de prelucrat l = 421,5 mm;

adaos de prelucrare d1 = 127 mm;

mașină unealtă SN 400×1500, cu randamentul = 0,80;

cuțit Rp, = 450, = 6…100, = 10…150, r = 0,5 mm, q = 25×25 mm;

Se calculează adaosul de prelucrare:

AP1 = mm

Modul de lucru:

numărul de treceri i=3;

adâncimea de așchiere t = 1,5/3 = 0,5 mm;

durabilitatea T = 60 min, pentru cuțit din Rp3;

avansul f, tab.(10.6)[13]; f = 0,13 mm/rot;

viteza de așchiere:

(10.27)[13]

unde:

Cv – coeficient funcție de caracteristica materialului de prelucrat și materialul sculei așchietoare cu răcire;

Cv = 96,2; xv = 0,25; yv = 0,33; n = 1,75; tab.(10.26)[13] pentru oțel carbon cu HB = 207;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[13];

T = 60 min – duritatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[13];

t = 0,5 mm – adâncimea de așchiere;

f = 0,13 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 25 mm : ASecțiune transversală = 625 mm2

ξ = 0,08 – pentru oțel;

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale:

(10.28)[13]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

(10.28)[13]

unde: = 0,6 – exponent funcție de materialul de prelucrat

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

(10.30)[13]

unde: a = 10

k4 – coeficient funcție de influența razei de racordare a vârfului cuțitului

(10.31)[13]

unde: = 0,2 – pentru finisare;

k5 = 1, (10.27)[13]

k6 = 1, (10.28)[13]

k7 = 1, oțel fără țunder;

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare;

kv = 1,033 1 0,8734 0,757 1 1 1 1 = 0,74

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 = 230 rot/min, turație aleasă din gama M.U. – SN 400×1500;

-recalcularea vitezei reale:

viteza de avans vf = n f = 230 0,13 = 29,9 mm/min

– forța principală de așchiere

Fz= C4 tx1fy1HBn1 [daN]

unde:

C4 – coeficient funcție de materialul de prelucrat

C4 = 3,57; t = 0,5 mm; x1 = 1; y1 = 0,75; n1 = 0,75;

HB = 207; tab.(10.13)[13];

x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[13]

Fz =3,570,510,130,752070,75 = 21,09 daN

F = 1,1Fz [daN]; tab.(10.23)[13] F = 23,19 daN

– puterea de așchiere:

– verificarea puterii motorului:

unde: PME = 7,5 kW, pentru un strung SN 400 x 1500.

c) Găurire

Date inițiale:

Diametrul de prelucrat, d = 25 mm.

Lungimea de prelucrat, l = 150 mm.

Pentru prelucrarea găurilor cu o lungime l ≤ 10D, se alege din STAS 575 – 80, tipul de burghiu din Rp 5, pentru prelucrarea materialului : – oțel OLC 45 îmbunătățit.

Parametri principali ai geometriei părții așchietoare, a burghiului elicoidal, sunt :

unghiul la vârf, 2ж0 =1200, funcție de materialul de prelucrat, conform tabelului (12.11)[13];

unghiul de așezare α0 =120, tabelul (12.11)[13];

durabilitatea economică T = 30 min, tabelul (12.6)[13];

adâncimea de așchiere (pentru găurire în plin), t =D / 2 = (25 – 20) /2 = 2,5 mm;

Avansul de așchiere (pentru găurire-n plin), f, mm :

f = Ks Cs D0,6 [mm/rot] (3.1)[13]

unde:

Ks =1, coeficient de corecție, funcție de lungimea găurii, pentru l 3D

Cs =0,047, coeficient de avans, tabelul (12.9)[4]

D = 30 mm, diametrul burghiului

f = 1 0,047 300,6 = 0,36 mm/rot

se alege avansul f =0,36 mm/rot

Viteza de așchiere la găurire, vp , m/min :

vp = [m/min] (12.13)[13]

Valorile coeficienților Cv și ale exponenților zv, yv, m, sunt date în tabelul (12.22)[13].

Pentru s 0,2 mm/rot, se aleg :

Cv = 11,6; zv =0,4; m=0,2; yv =0,5;

Coeficientul de corecție Kvp, este produsul coeficienților dați în tabelul (12.23)[13], ce țin seama de factorii ce influențează procesul de burghiere :

Kvp =KMv KTv Klv Ksv (12.9)[13]

unde :

KMv , coeficient funcție de materialul de prelucrat;

KTv , coeficient funcție de raportul durabilității reale și recomandate Tr / T;

Ksv , coeficient funcție de starea oțelului;

Klv , coeficient funcție de lungimea găurii și diametrul de prelucrat;

Toți coeficienții se extrag din tabelul (12.23)[13], având următoarele valori:

KTv = 1; Klv = 1; Ksv = 1; KMv = 0,72;

Kvp = 1 1 1 0,72 = 0,72

Se calculează viteza de așchiere :

vp =m/min

Turația sculei așchietoare la găurire, n, rot/min :

n=rot/min

Valoarea obținută se pune de acord cu turațiile mașinii–unelte, tabelul (3.22)……..(3.33)[13], pe care se face prelucrarea alegându-se turația imediat inferioară sau superioară dacă nu s-a depășit Δv < 5%.

– se alege n = 282 rot/min, din gama de turații ale mașinii-unelte SN 400×1500.

Se calculează-n continuare viteza reală de așchiere .

vr =m/min

Viteza de avans va avea expresia :

vf = n f = 101,52 mm/min

Forța principală de așchiere și momentul la burghiere, se calculează cu formula:

F=CF1 DxF fyF HBn [daN] (12.12)[13]

M= CM1 tzF fyF HBn [daNcm] (12.13)[13]

Coeficienții și exponenții forței și momentului de așchiere se dau în tabelul(12.38)[13], astfel:

xF = 1,07; yF = 0,74; CF = 73; HB = 217;

xM= 1,76; yM= 0,85; CM= 6,4;

F = 73 251,07 0,360,74 0,66 = 708,478 daN

M = 6,4 251,76 0,360,85 0,93 = 721 daNcm

Puterea la găurire, P, kw :

Pc =kw (12.20)[13]

unde :

Mt , momentul de torsiune la găurire

n, turația burghiului, sau a piesei

Puterea totală – verificarea motorului :

Pc = 2,087 kw

ηMU =0,85 , randamentul mașinii – unelte SN 400×1500

Pc / ηMU = 2,455 kw ≤ PMe = 7,5 kw

d) Rectificare rotundă exterioară

Date inițiale:

l = 101 mm, lungimea piesei de prelucrat;

Dp =130 mm, diametrul piesei;

a = 0,3 mm, adaosul de prelucrare radial;

B = 30 mm, lățimea discului abraziv;

Dd = 300 mm, diametrul discului abraziv;

Scula: disc abraziv E40KC, electrocorindon, granulație 40, duritatea K, liant ceramic C.

Din tabelul (6.1)[13] se obține prin interpolare, avansul de pătrundere la rectificarea rotundă exterioară, pentru L/Dp = 101/130 = 0,77 și Dp = 130 mm:

fp = 0,018 mm/c.d.

Pentru β=0,42; determinat din tabelul (6.2)[13], se calculează avansul longitudinal cu relația (6.1)[13]:

fL = βB = 0,42 30 = 12,6 mm/rot

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

vp = 46 mm/rot

Se obține astfel turația piesei:

np =112,63 rot/min

Numărul necesar de treceri, se obține cu relația :

nt = treceri

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

FZ = CFvp0,7fL0,7fp0,6 [daN]

unde:

CF =2,2; pentru oțel călit

FZ =2,2 460,7 12,60,7 0,0180,6 = 16,97 daN

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

Pd = kw

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 =0,127 kw

Pd ≤ PMot.acț.disc = 5,5 kw, mașină de rectificat SA 300 x 1500;

Pp ≤ PMot.acț.piesă = 0,5 kw

3.7 DETERMINAREA NORMEI TEHNICE DE TIMP

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)[13]

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 [13].

Timpul de bază se poate calcula analitic cu relația:

[min] (12.2)[13]

unde:

L – lungimea de prelucrare, [mm];

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

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

i – numărul de treceri;

n – numărul de rotații pe minut;

f – avansul, [mm/rot];

a) Strunjire – degroșare

Timpul de bază tb, se determină cu relația (3.12)[13]:

tB= [min]

Date inițiale:

n = 315 rot/min, turația piesei;

f = 1,1 mm/rot, avansul;

vf = n x f = 346,5 mm/min, viteza de avans;

l =72 mm, lungimea suprafeței prelucrate;

t= 1 mm, adâncimea de așchiere;

tB= min

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(3.68):

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(3.79):

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(3.79):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(3.80):

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi, tab.(3.65):

Tpi = 17 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la strunjire degroșare:

min

b) Strunjire finisare

Date inițiale:

n = 230 rot/min;

f = 0,13 mm/rot;

vf = n x f = 29,9 mm/min;

l = 421,5 mm;

l1 =(0,5……2) = 2 mm;

l2 = (1……5) = 1 mm;

Timpul de bază, tb, va fi:

= 28,19 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 = 11 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp, la strunjire finisare:

min

c) Găurire – lărgire

Timpul de bază, tb, tabelul (7.2)[13], se calculează:

min

Unde: l = 150 mm

l1 = = 3 mm

l2 =(0,5……4) = 2,5 mm

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(7.50):

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(7.54):

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(7.54):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(7.55):

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi, tab.(7.1):

Tpi = 15 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la găurire – lărgire:

min

d) Rectificare rotundă exterioară

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (12.2)[13]:

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 = 10 buc.

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

ta = ta1 + ta2 + ta5 = 1,5 + 1,2 +0,7 = 3,4 min

Timpul de deservire tehnică, tdt, tabelul (12.6):

tdt ==0,8615 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

Capitolul IV

CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE AL ARBORELUI

COTIT – 1V ÎN CONSTRUCȚIE FRETATĂ ȘI

OPTIMIZAREA STRATEGIEI PRODUS – PREȚ

4.1 CALCULUL COSTULUI DE FABRICAȚIE AL ARBORELUI COTIT – 1V ÎN CONSTRUCȚIE FRETATĂ

Costul de fabricație se calculează după următorul algoritm de calcul economic:

Preț achiziționare semifabricat – Psemif [LEI/kg];

Greutatea semifabricatului – Gsemif. [kg];

Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. [LEI];

Salariul pe oră al operatorului – Sop =15000 LEI/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 [LEI];

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

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

Cota pentru sănătate Csănătate = 7% Cmanopera [LEI];

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

Costul de fabricație – Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cșomaj + Cregie + Csănătate [LEI]

Rata de profit – n = 15 %

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

TVA = 19 % Cpiesă

Prețul cu TVA – PTVA = Pproducție .(1+TVA/100 [LEI];

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 calculează costurile de fabricație pentru piesele principale componente, din cadrul ansamblului ,,Arbore cotit pentru compresoare – 1V, în construcție fretată’’ astfel, pentru :

fus stânga;

fus dreapta;

manivelă;

fus intermediar.

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

Tabelul 4.1

a) Denumire produs : fus stânga

Material: OLC 45

Preț achiziționare semifabricat – Psemif =1,2396 LEI/kg

Greutatea semifabricatului – Gsemif. =48,55 kg;

Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. =60,18255 LEI

Salariul pe oră al operatorului – Sop =3,8000 LEI/oră

Norma de timp pe operații – Nt op =25 ore

Costul manoperei – Cmanopera = Sop Nt op =95,0000 LEI

CAS – salarii directe – CCAS = 22 % Cmanopera =20,9000 LEI

Cota pentru șomaj – Cșomaj = 5 %.Cmanopera =4,7500 LEI

Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 % Cmanopera =6,6500 LEI

Regia secției – Cregie = (150 – 700)% Cmanopera =332,5000 LEI

Costul de fabricație –

Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cșomaj + Csănătate + Cregie =519,98255 LEI

Rata de profit – n = 15 %

Prețul de producție – Pproducție = Cpiesă.(1+ 0,15/100) =520,76252 LEI

TVA = 19 %

Prețul cu TVA – PTVA = Pproducție .(1+TVA/100) = 619,7074 LEI

b) Denumire produs : fus dreapta

Material: OLC 45

Preț achiziționare semifabricat – Psemif =1,2396 LEI/kg

Greutatea semifabricatului – Gsemif. =83,234 kg;

Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. =103,17687 LEI

Salariul pe oră al operatorului – Sop =3,8000 LEI/oră

Norma de timp pe operații – Nt op =30 ore

Costul manoperei – Cmanopera = Sop Nt op =114,0000 LEI

CAS – salarii directe – CCAS = 22 % Cmanopera =25,0800 LEI

Cota pentru șomaj – Cșomaj = 5 %.Cmanopera =5,7000 LEI

Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 % Cmanopera =7,9800 LEI

Regia secției – Cregie = (150 – 700)% Cmanopera =456,0000 LEI

Costul de fabricație –

Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cșomaj + Csănătate + Cregie =711,93687 LEI

Rata de profit – n = 15 %

Prețul de producție – Pproducție = Cpiesă.(1+ 0,15/100) =713,00478 LEI

TVA = 19 %

Prețul cu TVA – PTVA = Pproducție .(1+TVA/100) =848,47568 LEI

c) Denumire produs : manivelă

Material: 34 MoCr 11

Preț achiziționare semifabricat – Psemif =2,2350 LEI/kg

Greutatea semifabricatului – Gsemif. =95,65 kg;

Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. =213,77775 LEI

Salariul pe oră al operatorului – Sop =3,8000 LEI/oră

Norma de timp pe operații – Nt op =40 ore

Costul manoperei – Cmanopera = Sop Nt op =152,0000 LEI

CAS – salarii directe – CCAS = 22 % Cmanopera =33,4400 LEI

Cota pentru șomaj – Cșomaj = 5 %.Cmanopera =7,6000 LEI

Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 % Cmanopera =10,6400 LEI

Regia secției – Cregie = (150 – 700)% Cmanopera =532,0000 LEI

Costul de fabricație –

Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cșomaj + Csănătate + Cregie =949,45775 LEI

Rata de profit – n = 15 %

Prețul de producție – Pproducție = Cpiesă.(1+ 0,15/100) =950,88194 LEI

TVA = 19 %

Prețul cu TVA – PTVA = Pproducție .(1+TVA/100) =1131,5495 LEI

d) Denumire produs : fus intermediar

Material: OLC 45

Preț achiziționare semifabricat – Psemif =1,2396 LEI/kg

Greutatea semifabricatului – Gsemif. =84 kg;

Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. =60,18255 LEI

Salariul pe oră al operatorului – Sop =3,8000 LEI/oră

Norma de timp pe operații – Nt op =25 ore

Costul manoperei – Cmanopera = Sop Nt op =95,0000 LEI

CAS – salarii directe – CCAS = 22 % Cmanopera =20,9000 LEI

Cota pentru șomaj – Cșomaj = 5 %.Cmanopera =4,7500 LEI

Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 % Cmanopera =6,6500 LEI

Regia secției – Cregie = (150 – 700)% Cmanopera =332,5000 LEI

Costul de fabricație –

Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cșomaj + Csănătate + Cregie =519,98255 LEI

Rata de profit – n = 15 %

Prețul de producție – Pproducție = Cpiesă.(1+ 0,15/100) =520,76252 LEI

TVA = 19 %

Prețul cu TVA – PTVA = Pproducție .(1+TVA/100) = 619,7074 LEI

Cunoscând costul de fabricație pentru cele patru componente analizate se determină costul de fabricație al ansamblului „Arbore cotit pentru compresor – 1V în construcție fretată”, prin însumarea celor patru componente principale:

Carbore cotit = Cfus stânga + Cfus dreapta + Cmanivelă + Cfus intermediar =

= 516 + 711,94 + 949,45 + 519,98 = 2697,37 LEI

Cunoscând prețul pentru cele patru componente analizate se determină prețul ansamblului „Arbore cotit pentru compresor – 1V în construcție fretată”, prin însumarea celor patru componente principale:

Parbore cotit = Pfus stânga + Pfus dreapta + Pmanivelă + Pfus intermediar =

= 619,7074 + 848,47568 + 1131,5495 + 619,7074 = 3219,4400 LEI

4.2 DETERMINAREA COTEI DE PIAȚĂ

Se consideră cazul întreprinderii producătoare de produse tip „arbore cotit pentru compresoare”, și se va determina cota de piață a acestui tip de produs.

În anul 2008, piața produselor – arbore cotit pentru compresoare – a fost de 3000000 LEI, prețul mediu unitar fiind de 12500 LEI.

Pentru anul 2009 se estimează o creștere cu 25%, a volumului valoric al desfacerilor acestui produs, în condițiile în care prețul mediu unitar va crește cu 20%.

Firma constructoare de piese de acest tip, intenționează ca în anul 2009 să introducă în fabricație și să lanseze pe piață produsul – arbore cotit pentru compresoare – la un preț de 14900 LEI. Întreprinderea înregistrează costuri variabile de 9900 LEI/produs și costuri fixe de 120000 LEI. Știind că produsul respectiv, reprezintă singurul produs fabricat de secția respectivă, se va determina cota de piață care trebuie cucerită pentru ca produsul să fie rentabil.

Date inițiale:

piața produsului în anul 2008, D2008 = 3000000 LEI;

prețul mediu unitar al produsului în anul 2008, PMU2008 = 12500 LEI;

prețul produsului în anul 2009, P2009 = 14900 LEI;

costurile variabile înregistrate de întreprindere, a = 9900 LEI/produs;

costurile fixe înregistrate de întreprindere, Qf = 120000 LEI;

Se determină piața produsului pe anul 2009, volumul valoric al desfacerilor:

D2009 = D2008 + 25% D2008 = 3000000 + 25% 3000000 =

= 3750000 LEI

Se calculează prețul mediu unitar pe 2009:

PMU2009 = PMU2008 + 20% PMU2008 = 12500 + 25% 12500 =

= 15625 LEI/produs

Se determină cantitatea de produse pe anul 2009:

Q2009 = bucăți

Cantitatea minimă de produse, care se necesită a fi executate în anul 2009:

q = bucăți

Costurile suplimentare pentru anul 2009:

C.A.2008 = P2008 x q = 14900 x 24 = 357600 LEI

Cota de piață în unități valorice:

CPval. =

Cota de piață în unități fizice:

CPfiz. =

4.3 STUDIUL RENTABILITĂȚII PRODUSULUI „ARBORE COTIT PENTRU COMPRESOARE”

Întreprinderea exportă anual 2500 bucăți arbore cotit pentru compresoare, la prețul de 1000 EURO/bucata.

La acest volum de produse exportate, firma înregistrează costuri totale de 2900000 LEI, din care 1/3 sunt costuri fixe, iar 2/3 sunt costuri variabile (acestea din urmă sunt dependente de cantitatea de produse).

În condițiile unui raport de schimb de 1EURO = 4 LEI, firmei îi rămâne un profit net substanțial, respectiv:

Z = R – C = (2500 x 1000 x 4) – 2900000 =

= 7100000 LEI

Unde:

R – venitul total, LEI;

R = Px x Q, LEI;

Px = 1000 x 4 = 4000 LEI/buc., prețul acoperitor al unui arbore cotit pentru compresoare;

Q = 2500 buc., cantitatea exportată anual;

Z – profitul net, LEI;

Pe piața externă respectivă, cererea este sensibilă la modificările de prețuri; cercetările arată că, privind cantitativ, cererea pentru produsul în cauză are o elasticitate de –1,8 în funcție de preț.

Față de această situație, este de dorit ca firma să poată opera o reducere de preț de 5%, fără ca masa beneficiului net să coboare sub nivelul anterior.

4.4 OPTIMIZAREA STRATEGIEI PRODUS – PREȚ

Întreprinderea are posibilitatea să fabrice:

produsul A – arbore cotit pentru compresoare în construcție monobloc;

produsul B – arbore cotit pentru compresoare în construcție fretată.

Fabricarea acestor produse reclamă costuri fixe de:

dA = 4.8 milioane de euro, pentru produsul A;

dB = 5,2 milioane de euro, pentru produsul B.

Costurile variabile, pe bucată, sunt de:

QA = 1000 EURO/buc., pentru produsul A;

QB = 800 EURO/buc., pentru produsul B.

În procesul comercializării, strategia de preț pe care o poate adopta firma are trei variante, iar cantitățile ce ar putea fi vândute, în condițiile celor două stări ale conjuncturii (favorabilă și nefavorabilă) sunt prezentate în tabelul alăturat:

TABELUL 4.2

Presupunând că probabilitatea unei conjuncturi favorabile este de 0,8, iar cea a unei conjuncturi nefavorabile este de 0,2, se va stabili produsul și strategia de preț cu beneficiul cel mai ridicat.

Dacă se optează pentru produsul A și pentru o strategie a prețului înalt, beneficiul la care se poate aștepta firma reprezintă:

în cazul unei conjuncturi favorabile:

(4000 x 2800) – [4800000 + (4000 x 1000)] = 2400000 x 0,8 = 1920000 EURO;