Pinion De Reductor 3 [304787]
[anonimizat].Univ.dr.
Student: [anonimizat], 2019
[anonimizat].Univ.dr.
Student: [anonimizat], 2019
CUPRINS
Introducere………………………………………………………………………………..………………….5
CAPITOLUL 1. CONSIDERENTE GENERALE…………………………….……..……………………6
1.1.Procesul de fabricație (Tehnologia Construcțiilor de Mașini)…………………..…..………………….6
1.2.Proiectarea sculelor așchietoare………………………………………………….………………….…..7
1.3.Bazele proiectarii dispozitivelor)…………………………………………..…………………………..15
1.4.Date ax de pinion pinioane si reductoare……………………………………….……………………..24
CAPITOLUL 2. ETAPE DE PROIECTARE………………………………………….………………..29
2.1. Desen de execțtie……………………………………………………………………………….……..29
2.2 Schița axonometrica………………………………………………………………………….………..37
2.3 Identificarea Suprafetelor……………………………………………………………………….……..38
2.4. Planul de opertii tehnologice (strunjire+ frezare)……………………………………………..….…..39
2.5. Calculul operației de prelucrare……………………………………………………………….…..….40
CAPITOLUL 3. TEHNOLOGIA FABRICĂRII PRODUSELOR…………………..………….……73
3.1. Analiza constuctiv funcțională a reperului (piesa)……………………………………………………73
3.2 Stabilirea semifabricatului si a procesului optim de realizare (turnare-matrițare)……………………74
3.3. Stabilirea elementelor sistemului tehnologic (cuțite de strunjit și freze)………………………..…..77
CAPITOLUL 4. MANAGEMENTUL PRODUCȚIEI……………………………………………….80
4.1. Amplasarea strungului și a frezei……………………………………………………………………80
4.2 Costuri de producție…………………………………………………………………………………..83
4.3 Costul tehnologic………………………………………………………………………………..……88
CAPITOLUL 5. REALIZAREA FABRICATULUI PRIN TEHNOLOGIA CNC.(Norme de timp)……………………………………………………………………………………………………….96
CONCLUZIE: Avantaje CNC………………………………………………………………………..140
Dezavantaje CNC ( Investiția inițială mare)…………………………………………………………140
Ax de pinion
Introducere
Obiectul de cercetare al acestei monografii îl reprezintă metodele și procedurile pentru modelarea pe calculator a mașinilor de tăiat metale și a sistemelor de proiectare a [anonimizat]. Scopul acestor studii este de a [anonimizat]. [anonimizat]: – Mașini-unelte CNC și centre de prelucrare; – o [anonimizat]; – scule, [anonimizat], auxiliare și instrumente de tăiere; – piese diverse și complexe de tip carcasă de purtător system.[anonimizat] a produsului, crescând precizia și fiabilitatea acestuia de multe ori. În editorii grafici există funcții de reutilizare a [anonimizat], [anonimizat] a accelera producerea de desene și alte documentații cât mai repede posibil. Un mare impuls la progresul întregului proces de proiectare este apariția unui mecanism de parametrizare a imaginii grafice. Revoluția în proiectarea industrială a fost introducerea tridimensionalăgrafică în setul de instrumente de desen. Institutele de proiect care implementează diferite sisteme CAD și complexul de calcul au scurtat brusc termenele pentru finalizarea proiectului de lucru, spre deosebire de organizațiile care nu au utilizat CAD și nu au putut pregăti decât un proiect de proiect. Reductoarele angrenajului sunt compuse din termenii „cutie de viteze” și „reductor de viteză” care sunt folosiți în mod interschimbabil în lumea transmisiei și controlului mișcării. Cutii de viteze sunt utilizate pentru reducerea vitezei și înmulțirea cuplului. Un termen hibrid de „reductor de viteză” pur și simplu o cutie de viteze (sau reductor de viteză sau reductor de viteze) cu un motor direct montat pe intrare. O cutie de viteze proiectată folosind un ax de pinion va fi considerabil mai mică decât una fabricată din angrenaje cu un impuls simplu și are axele de antrenare la 90 ° unele de altele. Cu un singur punct de pornire, pentru fiecare viraj de 360 ° angrenajul avansează doar o unitate. Prin urmare, indiferent de dimensiunea limitelor de inginerie, raportul de viteză este „dimensiunea angrenajului – 1”. Având în vedere un singur punct de pornire, un angrenaj cu 20 de dinți va reduce viteza cu raportul de 20: 1. Cu angrenajele cu rotiță, un angrenaj de 12 dinți (cea mai mică dimensiune admisă, dacă este conceput pentru bune practici de inginerie) ar trebui să fie asortat cu un angrenaj de 240 de dinți pentru a obține același raport de 20: 1. Prin urmare, dacă pasul diametral al fiecărei roți a fost același, atunci, din punct de vedere al dimensiunii fizice a uneltelor de 240 de dinți față de cea a celor 20 de dinți, aranjarea viermilor este considerabil mai mică în volum. Această lucrare vorbește despre proiectarea și asamblarea 3-D a unui ax de pinion de reductor folosind instrumentul software de proiectare . Acest instrument CAD a contribuit esențial la proiectarea celor 20 de piese individuale și, prin urmare, a creat asamblarea reductorului. Acest proiect a avut ca scop testarea și optimizarea cunoștințelor CAD și accentuarea abilităților de proiectare. Creo Parametric este un software de design foarte ușor de utilizat, care a fost foarte util în acest scop. Mai mult, anumite activități de fabricație, cum ar fi confecționarea, tăierea, frezarea și forajul au fost de asemenea finalizate pe piesele proiectate. Modificările de fabricație au fost revizuite în Vericut. Astfel, pentru a rezuma, proiectarea unui reductor de vierme necesită multă răbdare și muncă grea, ducând în cele din urmă la dezvoltarea potențială a atributelor de design 3-D.
CAPITOLUL 1. CONSIDERENTE GENERALE
1.1.Procesul de fabricatie (Tehnologia Construcțiilor de Mașini)
În fig. 1.1 se prezintă schema structural-constructivă generală a reductoarelor conico-cilindrice în două trepte. Din punct de vedere funcțional se evidențiază următoare elemente: I – angrenaj conic ortogonal cu dantură înclinită (curbă); II – angrenaj cilindic cu dantură înclinată; 1I – pinion conic; 2I – roată conică; 1II – pinion cilindric; 2II – roată cilindrică; A1 – arborele de intrare; A2 – arborele intermediar; A3 – arborele de ieșire; – lagărul A al arborelui A1; – lagărul B al arborelui A1; – lagărul A al arborelui A2; – lagărul B al arborelui A2; – lagărul A al arborelui A3; – lagărul B al arborelui A3.
Din punct de vedere constructiv, reductorul de turație formează un ansamblu compus din subansamble și elemente constructive. Subansamblele sunt structuri independente, care se evidențiază printr-un grup compact compus, în configurație minimală, din cel puțin două elemente constructive sau din alte subansamble și elemente constructive, în interacțiune permanentă, formate ținându-se cont, cu precădere, de tehnologiile de montaj, de întreținere și de exploatare.
În cazul reductoarelor conico-cilindrice din fig. 1.2 se definesc următoarele subansamble: SC – subasamblul carcasă; – subansamblul arborelui de intrare, format din pinionul conic (1I) fixat pe arborele de intrare (A1) care la rândul său este fixat pe două lagăre ( și ), se sprijină pe subansamblul carcasa SC; – subansamblul arborelui intermediar, format din roata conică (2I) și pinionul cilindric (1II) fixate pe arborele intermediar (A2) care la rândul său este fixat pe două lagăre ( și ), se sprijină pe subansamblul carcasa SC; – subansamblul arborelui de intrare, format din roata cilindrică (2II) fixată pe arborele de ieșire (A3) care la rândul său este fixat pe două lagăre ( și ), se sprijină pe subansamblul carcasa SC.
ÎMPĂRȚIREA RAPORTULUI DE TRANSMITERE PE TREPTE. PARAMETRI CINETOSTATICI
Reductorul de turație de proiectat are două trepte (angrenaje). În vederea obțineri unei structuri optime (roțile conduse cvasiegale) se impune ca raportul de transmitere al treptei I (angrenajul conic) iI = 0,25 iR = 3.5 [Jula, 1985; Moldovean, 2002].
Raportul de transmitere al treptei a II-a (angrenajul cilindric),
iII = iR/ iI = 4. (1.1)
Parametrii funcționali cinetostatici (turația, puterea, momentul de torsiune) la nivelul arborilor reductorului, sunt:
n1 = ni = 1500 rot/min, P1 = Pi = 10 kW, Mt1 = Mti = 63662 Nmm (arborele A1);
n2 = n1/iI = 400 rot/min, P2 = P1 ηI = 9,7 kW, Mt2 = Mt1 iI ηI = 231570,52 Nmm (arborele A2);
n3 = n2/iII = n1/(iI iII) = n1/iR = 100 rot/min, P3 = P2 ηII = P1 ηI ηII = P1 ηR = 9,312 kW, Mt3 = Mt2 iII ηII = Mt1 iI iII ηI ηII = Mt1 iR ηR = 889230,81 Nmm (arborele A3).
În aceste relații s-a considerat ηI = 0,97 randamnetul angrenajului conic, ηII = 0,96 randamentul angrenajului cilindric și ηR = ηI ηII = 0,94.
1.2.Proiectarea sculelor așchietoare
Ȋn timpul așchierii, partea activă a sculei este supusă la o serie de solicitări termodinamice importante, fapt pentu care trebuie executată dintr-un material ce posedă anumite proprietăți fizico-chimice-mecanice, care să asigure menținerea capacității de așchiere un timp ȋndelungat. Ȋn consecință, materialele folosite la executarea părții așchietoare a sculelor au diferite combinații ale proprietǎților (duritate, tenacitate, rezistență la uzură, etc.) și sunt împărțite în clase, cu proprietăți specifice. În general, un material utilizat pentru partea activǎ a sculei așchietoare, ar trebui să satisfacă următoarele condiții principale:
să aibă o duritate superioară durității materialului prelucrat, pentru a rezista la uzura flancului și la deformare;
să posede rezistență la uzură la temperaturi înalte (termostabilitate);
să-și mențină timp îndelungat rezistența la uzură, atât la rece, cât și la cald;
să asigure o rezistență mecanică suficientă a tăișului, pentru a suporta eforturile rezultate din timpul procesului de așchiere (să fie tenace pentru a rezista la rupere și la șocuri mecanice – ȋn special, ȋn cazul așchierii suprafețelor cu ȋntreruperi);
să nu fie reactiv cu materialul piesei de prelucrat;
să aibă stabilitate chimică, pentru a reduce la minim eventualele reacții adverse și a evita fenomenele de oxidare;
să prezinte tendință redusă la difuziune și la aderare față de materialul supus prelucrării;
să aibă o bună călibilitate și o prelucrabilitate prin așchiere ridicată;
să posede o conductibilitate termică suficientă pentru asigurarea evacuării rapide a căldurii degajate în procesul de așchiere;
să fie rezistent la schimbările termice bruște;
să fie economice, cu un raport preț/calitate bun, etc.
Cu toate că aceste proprietăți sunt determinate de compoziția chimică și structura internă, calitatea materialului folosit pentru construcția părții așchietoare a sculelor este apreciată prin duriatatea sa, considerându-se că o valoare a durității de 62-64 HRC este suficientă în majoritatea cazurilor, [MIH’02], cu excepția prelucrării materialelor dure (călite) și a celor rezistente la temperaturi ȋnalte.
În ultimii 200 de ani a existat o creștere enormă în gama de materiale disponibile pentru confecționarea de scule așchietoare. Prin urmare, este important ca materialele să fie corect utilizate, ȋn funcție de domeniul de prelucrare. Pentru selectarea celui mai bun material trebuie analizate patru elemente esențiale:
proprietățile fizico-chimice;
costuri și timpi;
posibilitățile de modelare și de formare;
disponibilitatea.
Studiile de optimizare au reliefat faptul cǎ durabilitatea tǎișului sculei, vitezele de avans și de așchiere, sunt ȋntr-o strȃnsǎ relație de interdependețǎ (fig. 1.1), [GRA’08]. În consecință, dacă se modificǎ unul din acești parametri, vor fi afectați și ceilalți doi parametri, astfel încât trebuie sǎ existe un compromis pentru a obține performanțe optime pentru o anumitǎ sculǎ așchietoare.
Alegerea materialului potrivit pentru scula folosită într-o aplicație specifică este crucială în obținerea eficienței operațiunii. Mărirea vitezei de așchiere pentru a crește productivitatea este posibilă doar în anumite cazuri, deoarece aceasta reduce durabilitatea sculelor, iar repararea sau înlocuirea lor înseamnă întreruperea producției pentru o anumită perioadă de timp. Nici un material nu îndeplinește toate atributele necesare unei scule ideale. Proprietățile sculelor de așchiat cer să fie făcute unele compromisuri pentru o mai bună funcționare a acestora.
Fig. 1.3 Intredependența dintre durabilitatea sculei, viteza de avans și viteza de așchiere, [GRA’08]
De preferință, o sculǎ așchietoare ideală ar trebui să aibă performanțe superioare în cinci domenii distincte, care pot reprezenta calitǎțile acesteia (fig. 1.2 și 1.3) și care se referǎ la urmǎtoarele proprietǎți:
• Duritatea la cald – este necesară pentru a menține tǎișul la parametrii inițiali, bine ascuțit, la temperaturile ridicate prezente ȋn zona de așchiere. Dacǎ la temperatura din zona de așchiere, duritatea la cald a tǎișului sculei nu este suficient de mare, scula se va degrada rapid și va deveni inutilizabilǎ.
• Rezistența la șoc termic – este necesarǎ pentru a contracara efectele negative ale ciclurilor continue de ȋncǎlzire-rǎcire, specific anumitor tipuri de prelucrǎri prin așchiere (dacǎ aceastǎ rezistențǎ este prea scǎzutǎ, poate apǎrea uzurǎ rapidǎ a sculei).
• Lipsa de afinitate cu materialul prelucrat – este o condiție esențialǎ, care trebuie sǎ existe ȋntre materialul pǎrții active a sculei așchietoare și materialul piesei, pentru a evita depunerile pe tǎiș și a compromite procesul de așchiere. Depunerile pe tǎiș vor modifica geometria sculei, forțele de așchiere vor crește, condițiile de formare a așchiilor se vor ȋnrǎutǎți, iar calitatea suprafețelor prelucrate va fi afectatǎ negativ. Ideal ar fi ca materialul pǎrții active a sculei așchietoare sa fie inert la orice reacție cu materialul prelucrat (ca de exemplu, plǎcuțele din materialele ceramice sau metaloceramice utilizate la prelucrarea fontelor și oțelurilor).
• Rezistența la oxidare – este de dorit ca materialul pǎrții active a tǎișului sculei sǎ aibǎ o rezistențǎ la oxidare cȃt mai ridicatǎ (ȋn special, la temperaturi ȋnalte), pentru a reduce uzura prematurǎ a sculei.
• Rezistența tǎișului – permite absorția forțelor de așchiere și a eventualelor șocuri din timpuil prelucrǎrii (ȋn special, la așchierea suprafețelor cu ȋntreruperi). Dacǎ rezistența tǎișului și duritatea acestuia, nu sunt suficient de ridicate (ȋn special, atunci cȃnd ȋn procesul de așchiere pot apǎrea vibrații), durabilitatea sculei este redusǎ, iar tǎișul acesteia poate fi distrus.
Ȋn figura 1.2 sunt indicate proprietǎțile relative pentru trei materiale tipice de scule așchietoare (ceramice, mineraloceramice și carbura de wolfram), comparativ cu un material ipotetic ideal (care are toate cele cinci calitǎți la nivelul maximal de 100%).
După studiile efectuate de firma Seco Tools, [*,EDG], compararea diferitelor materiale ce urmează a fi prelucrate poate fi făcută pe baza a cinci proprietăṭi de bază (fig. 1.3):
Tendinṭa de aderenṭă. Dacă materialul prelucrat are tendinṭă de aderenṭă mare, vor trebui utilizate plăcuṭe cu strat de acoperire, iar procesul de formare a aṣchiilor va trebui ṭinut sub control prin alegerea geometriei corecte de aṣchiere.
Duritatea la stres. Cu cât duritatea la stres este mai ridicată, cu atât mai mult se impune utilizarea unor tăiṣuri ascuṭite, cu geometrii de aṣchiere adecvate.
Conductivitatea termică. Dacă materialul prelucrat are o conductivitate termică scăzută se vor folosi clase de plăcuṭe cu duritate mare la temperature ridicate ṣi se va adopta o metodă corectă de racire.
Duritatea. Adoptarea clasei plăcuṭei ṣi a geometriei corespunzătoare de aṣchiere trebuie făcută în concordantă cu proprietăṭile mecanice ale materialului prelucrat.
Fig. 1.2 Proprietǎțile comparative pentru materialul pǎrții active a sculei
Fig. 1.3
a. Principalii factori care influențează durabilitatea sculei, [GRA'08]
b. Compararea proprietăṭilor pentru două tipuri de materiale:
42CrMo4 ṣi Inconel 718, [*,EDG]
Abraziune. Cu cât material prelucrat este mai abraziv, cu atât rezistenṭa la uzura prin abraziune a plăcuṭei adoptate va trebui să fie mai ridicată.
Adoptarea condiṭiilor de aṣchiere trebuie făcută în concordanṭă cu ansamblul acestor proprietăṭi. Spre exemplu, prin comparaṭie cu prelucrarea oṭelului, adâncimea de aṣchiere ṣi cantitatea prelucrată de Iconel 718 pot fi de acelaṣi ordin de mărime (poate chiar în cantităṭi mai mari), însă viteza de aṣchiere trebuie să fie mai mică (conductivitatea termică fiind mai scăzută).
Ȋn ordinea crescândă a rezistenței la uzură, principalele materiale din care se poate executa partea așchietoare a sculelor pentru prelucrarea metalelor sunt:
oțelurile carbon de scule;
oțelurile aliate de scule;
oțelurile rapide;
amestecurile de carburi metalice;
materiale mineralo-ceramice;
materiale abrazive;
materiale extradure.
Ȋn afara acestor materiale de bază, ȋn a doua jumătate a secolului XX au apărut o serie de clase de materiale, sub formă de plăcuțe, cu diverse straturi de acoperire, dispuse ȋn unul sau mai multe straturi, de diferite grosimi. Spre exemplu, au fost realizate plăcuțe cu mai mult de treisprezece straturi de acoperire multifazice pe un substrat de carbură de wolfram. Trei straturi de oxid de aluminiu (Al2O3) sunt separate de straturi foarte subțiri de nitrură de titan (TiN). Grosimea straturilor de acoperire poate varia, uzual, într-un intervalul de la 2 la 10 μm (fig. 1.4).
Fig. 1.4 Diferite straturi de acoperire pentru o plăcuță din carbură, [*,FRE], [*,KEN]
Fig. 1.5 Evoluția timpului de prelucrare cu diverse tipuri de materiale,
cu indicarea anilor de apariție, [*,FRE], [*,SAN]
Oțelurile carbon de scule (tabelele 1.1, 1.3) au conținut de 0,6…1,4% carbon (fără alte elemente de aliere) și pot prelucra semifabricate cu duritate medie, cu viteze de așchiere de circa 20 m/min, fără a depăși temperatura de așchiere de 200…250˚ C. Au o structură perlitică-feritică sau perlitică cu carburi în exces – în stare recoaptă – și o structură martensitică dură în stare călită. Aceste oțeluri prezintă o călibilitate redusă, stratul de călire având o adâncime cuprinsă între 3 și 8 mm. Viteza de răcire trebuie să fie ridicată, pentru a trece în martensită o cantitate cât mai mare de austenită, motiv pentru care se folosește, drept agent, apa sau apa cu săruri.
Duritatea după călire este de 64 – 67 HRC, oțelul prezentându-se tensionat, fragil și sensibil la fisurare. Pentru înlăturarea cestor inconveniente, se practică o revenire, în urma căreia duritatea scade la 61 – 63 HRC, iar starea de tensiuni interne se diminuează. Revenirea constă din încălzire la cca. 150 – 240°C, revenire joasă, urmată de răcire lentă. Pentru sculele care necesită o tenacitate mai ridicată, pentru a le asigura o rezistență mai mare la șocuri, se mărește temperatura de revenire la 200 – 240°C, ceea ce duce, însă, la o reducere a durității, până la 58 – 61 HRC.
Până prin 1870, se utiliza la fabricarea sculelor un oțelul carbon având o compoziție chimică tipică de 1% carbon și 0,2% mangan, restul fiind fier. Această compoziție denotă o capacitate redusă a durității la cald, ceea ce conduce la deteriorarea tăișului la temperaturi apropiate de 250°C, iar vitezele de așchiere sunt limitate la 5 m/min. Prin 1870, ȋn Anglia, Mushet a dezvoltat un nou tip de oțel, cu o compoziție mai complexă, care conție 2% C, 1,6% Mn, 5,5% W și 0,4% Cr (restul fiind fier). Avantajul acestui constă ȋn faptul că el poate fi călit ȋn aer și are o rezistență la cald mai ridicată, ceea ce permite viteze de așchiere de până la 8 m/min, [GRA'08].
Principalele neajunsuri ale oțelurilor carbon de scule sunt: pericol de decarburare a stratului superficial în timpul operațiilor de rectificare sau ascuțire, deformare la tratament termic, adâncime redusă de călire.
Tabelul 1.1
Oțeluri carbon de scule, STAS 1700-90
Oțelurile aliate de scule (tabelele 1.2, 1.3) au conținut de 0,7…2,2% carbon (C), 0,8…1,7% mangan (Mn), siliciu (Si) și mai multe elemente de aliere (crom, wolfram, nichel, molibden, vanadiu, etc.), ceea ce le conferă proprietăți superioare (procentele de materiale de aliere se situează, în general, sub 6% pentru fiecare element). Elementele de aliere au drept scop principal îmbunătățirea călibilității oțelului, mărind duritatea după călire și adâncimea stratului călit. Sunt folosite la construcția sculelor cu dimensiuni mari sau a sculelor complícate și pot prelucra cu viteze de așchiere relativ mici (circa 30…35 m/min) fără a depăși temperatura de așchiere de 350˚ – 400˚C.
Oțelurile rapide (High Seed Steels – HSS, tabelele 1.4, 1.5) au conținut mai ridicat de elemente de aliere (9…20%W, 3.5…5%Cr, 1…5% V, 5…15% Co), duritate, rezistență mecanică și la uzură mari, precum și o înaltă rezistență la temperaturi ridicate, altfel că sculele își păstrează duritatea până la 600˚-650˚C și vitezele de așchiere cresc de 2…3 ori față de sculele din oțel carbon de scule (50-60 m/min). Au o rezistență bună la uzură și sunt relativ ieftine. Se folosesc pentru construcția de scule cu dimensiuni mari și variații mari de secțiuni, ce lucrează cu viteză și secțiuni de așchii mari. Influența elementelor de aliere se manifestă astfel:
Carbonul, în procent de până la 0,6%, determină formarea structurii martensitice dure, precum și proprietățile de rezistență mecanică la șocuri, rezistență la uzură la rece, etc. Majorarea procentului de carbon nu este favorabilă, acest lucru determinând creșterea conținutului de austenită reziduală.
Wolframul reprezintă elementul principal de aliere, prezentându-se sub forma carburilor complexe de wolfram și fier, în care se dizolvă vanadiu. Aceste carburi asigură oțelului rapid termostabilitate ridicată (cca. 600°C), duritate de 63 – 65 HRC, precum și rezistență la uzură, la rece și la cald. S-a constatat că, odată cu creșterea procentului de wolfram, de la 8 – 9%, până la 18%, procentul de wolfram din soluția solidă – martensită nu crește, deci nici termostabilitatea nu se mărește. Pe această bază, s-au elaborat mărcile de oțel rapid Rp5, Rp9, Rp10, Rp11, de înlocuire, care conțin numai 9% W, dar care, având un procent redus de carburi nedizolvate, manifestă o rezistență scăzută la uzură la rece.
Cromul îmbunătățește duritatea, rezistența la uzură și rezistență la temperaturi ridicate. El determină o creștere a călibilității, dar mărirea procentajului peste 5 – 6%, duce la creșterea conținutului de austenită reziduală și la scăderea pronunțată a prelucrabilității.
Stratul PCBN pe întreaga față oferă câteva avantaje față de produsele care au doar vârf, cum ar fi riscul redus de de-brazare, lipsa limitărilor privind dimensiunea vârfului și mai multe muchii așchietoare per plăcuță. Aceasta conferă o alternativă economică, ce poate fi folosită și la operațiunile axiale.
Nitrura de siliciu (SiN) bazată pe ceramice, este un material realtiv nou, care conține diverse adaosuri de oxid de aluminu (Al2O3), oxid de itriu (Y2O3) și carbură de titan (TiC). Are o bună rezistență, duritate la cald și rezistență termică la șoc.
Un exemplu de material pe bază de nitrură de siliciu este "Sialon"-ul (SiAlON), un compus din: siliciu Si, aluminiu Al, oxigen O și azot N, care are un coeficient foarte mic de dilatare termică și o rezistență termică la șoc mai mare decât nitrura de siliciu, fiind recomandat pentru prelucrarea fontelor și a superaliajelor pe bază de nichel, la viteze de așchiere intermediare.
Din cauza afinității chimice cu fierul, sculele care au tăișul din acest material nu sunt potrivite pentru prelucrare oțelurilor.
Diamantul Policristalin (PCD) este produs prin sinterizarea atentă a particulelor de diamant la temperaturi și presiuni extreme. Sculele având partea activă din PCD combină duritatea, rezistența la uzură, conductivitatea termică a diamantului cu tăria carburii de wolfram. Ele prezintă un coeficient de frecare redus, au capacitatea de a menține muchia tăișului ascuțită, fiind utilizate atunci când se solicită o calitate bună și o precizie dimensională ridicată (ȋn special, la prelucrarea materiale moi neferoase și a celor nemetalice abrazive).
Componente din carbură solidă cu muchii tăietoare PCD (diamant policristalin) oferă o rezistență excelentă la uzură, asigurând mai puține schimbări de scule, o calitate mai înaltă a pieselor și o productivitate crescută. Unghiurile de dagajare sunt, ȋn general, mici pentru a furniza tăișuri puternice, iar regimul de așchiere presupune utilizarea unor viteze de așchiere mari.
Având geometrii de așchiere dezvoltate pentru prelucrarea materialelor compozite, muchiile PCD sunt extrem de ascuțite, element necesar pentru a preveni delaminarea piesei de prelucrat.
Tabel 1.10
Utilizări ale claselor de materiale din PCD și CBN
Clasa Compoziție Recomandări
KP300 Diamant policristalin (PCD)
+
Liant Pentru prelucrarea cu viteze de așchiere cuprinse ȋntre: 600-3000 [m/min] a aliajelor de aluminiu.
Prezintă o excelentă combinție ȋntre tenacitate și rezistența la uzură.
f = 0.05-0.3 [mm/rot]
KB50 Nitrură cubică de bor (CBN)
+
Liant Pentru prelucrarea de finisare a materialelor dure (46-65 HRC), cu viteze de așchiere cuprinse ȋntre 100-250 [m/min].
Excelentă rezistență la uzură cu un conținut redus de nitrură cubică de bor.
f = 0.1-0.2 [mm/rot]
TB650 Nitrură cubică de bor (CBN)
+
Liant Pentru prelucrarea prin strunjire a materialelor dure (46-65 HRC), cu viteze de așchiere cuprinse ȋntre 80-200 [m/min].
Excelentă rezistență la uzură cu un conținut redus de nitrură cubică de bor.
f = 0.1-0.22 [mm/rot]
KB90 Nitrură cubică de bor (CBN)
+
Liant Pentru prelucrarea fontelor cu viteze mari și a pieselor din materiale dure, cu suprafețe ȋntrerupte.
Excelentă rezistență cu un conținut ridicat de nitrură cubică de bor.
Poate fi utilizată pentru prelucrarea cu viteze de așchiere cuprinse ȋntre: 500-1200 [m/min] a fontelor cenușii (108-220 HB, f = 0.1-0.3 [mm/rot]), 300-800 [m/min] a fontelor ductile (200-240 HB, f = 0.1-0.3 [mm/rot]), 80-150 [m/min] a fontelor refrigerate (400-700 HB, f = 0.1-0.3 [mm/rot]), 100-200 [m/min] a materialelor sinterizate (46-65 HRC, f = 0.05-0.2 [mm/rot]), 60-150 [m/min] a oțelurilor călite (46-65 HRC, f = 0.1-0.3 [mm/rot]).
Diamantul constiutue o soluție rezonabilă pentru așchierea suprafețelor fără întreruperi, dar nu este recomandat pentru prelucrarea oțelurilor carbon sau a titanului, datorită afinității sale chimice puternice.
Prin urmare, plăcuțele amovibile PCD sunt destinate prelucrării materialelor neferoase și aliajelor (aluminiu, cupru, alamă, bronz), putând fi folosite, de asemenea, pentru alte materiale, cum ar fi: carbură de wolfram, grafit, ceramică, plastic armat.
Frezele Jabro din PCD sunt disponibile cu diametre de la 6 la 16 milimetri și, pentru o flexibilitate crescută, cu unghiuri ale filetului neutre, pozitive sau negative. Toate frezele din PCD au canale interne pentru o răcire mai eficientă.
Plasticitatea scăzută și fragilitatea sunt dezavantajele esențiale ale carburilor metalice sinterizate. La unele tipuri de carburi, odată cu creșterea temperaturii în procesul de așchiere, crește plasticitatea și scade fragilitatea. De aceea, în domeniul vitezelor mici și mijlocii, durabilitatea acestor materiale poate fi mai mică decât a oțelului rapid, fapt ce nu le recomandă pentru utilizare.
Rigiditatea mașinii-unelte este de o importanță majoră atunci când se utilizează scule din carburi metalice. Vitezele de așchiere și de avans mici, precum și vibrațiile sunt dăunătoare, deoarece acestea au tendința de a deteriora tăișul sculei.
De exemplu, o viteză de avans mică, concentrează forțele și temperaturile mai aproape de marginile sculei, crescând tendința de ciobire a tăișului, iar o viteză de așchiere mică poate conduce la tendința de sudare la rece a așchiilor de sculă.
Lichidele de așchiere, dacă sunt folosite pentru a minimiza încălzirea și a contribui la răcirea sculei în operațiile de așchiere a suprafețelor cu ȋntreruperi, ar trebui să fie aplicate în mod continuu și în cantități mari.
Materialele metalice sinterizate pentru scule se produc sub formă de plăcuțe, destinate fie lipirii pe corpul sculei (plăcuțe brazate), fie fixării mecanice, numite plăcuțe schimbabile sau amovibile, și care nu se ascut/reascut.
Materialele mineralo-ceramice, sunt fabricate prin sinterizare din minereuri având la bază oxidul de aluminiu (Al2O3) și alte tipuri de oxizi care au o granulație foarte fină, fiind livrate sub formă de plăcuțe pentru armarea părții active a sculelor. Ele sunt superioare plăcuțelor de carburi metalice având o rezistență la uzură mai mare, au o duritate superioară (90 – 92 HRC), tendință redusă de a forma depuneri pe tăișul sculei și stabilitate la temperaturi mai înalte (până la 1100°C), ceea ce permite prelucrări cu viteze de așchiere de 500 – 1200 m/min (și chiar mai mult), fiind și mult mai ieftine. Ȋn schimb, sunt sensibile la șocuri și vibrații, au o fragilitate ridicată și se utilizează, în general, la prelucrări de semifinisare și finisare, ȋn absența șocurilor (suprafețe continue, fără ȋntreruperi).
Gama materialelor dure obținute din oxidul de Al este foarte variată, proprietățile acestora fiind definite de puritatea oxidului, granulație, procesul de presare (sinterizare sau presinterizare), etc. Aceste plăcuțe se obțin din pulbere de oxid de Al cu o granulatie foarte fină funcție de marca plăcuței care a evoluat ȋn timp, fapt ce a adus la ȋmbunătățirea proprietăților fizico-mecanice ale plăcuțelor ceramice. Această pulbere de oxid de Al se amestecă foarte bine și omogen cu un liant ca: ulei oleic, celuloză, metale, etc. Aamestecul format este presat ȋn matrițe de diferite forme, la rece sau la cald, ȋn funcție de aglomeratul de oxid de Al, la un timp optim de 2-10 minute, ȋn funcție de mărimea piesei. De menționat că timpul de sinterizare are o mare influență asupra caracteristicilor pieselor. Dupa sinterizare produsele obtinuțe sunt rectificate, rodate sau lepuite și apoi sortate. Dar cele mai bune rezultate au ȋnceput să fie obținute ȋn construcția de scule așchietoare cu materiale mineralo-ceramice realizate din amestecarea oxidului de Al, cu oxidul de zirconiu, cu carbura de titan sau alte compoziții chimice. Sunt și alte tipuri de plăcuțe metalo-ceramice care sunt de fapt plăcuțe din carburi metalice acoperite cu un strat de oxid de aluminiu. Acoperirea se face ȋn vid cu flux de electroni și conferă acestora o creștere a rezistenței la uzură.
O mare importanță o are rezistența la ȋncovoiere care este cu circa 45-50% mai mică față de cea a carburilor metalice, fiind cunoscut că și acestea au rezistența la ȋncovoiere cu circa 50-60% mai mică decât a oțelurilor. Aceasta face ca plăcuțele mineralo-ceramice sa fie foarte fragile, să se spargă foarte ușor și să nu reziste la șocuri.
Materialele ceramice obținute, ȋn general, pe baza de oxid de aluminiu pot fi grupate astfel:
materiale dure obținute numai din oxid de Al;
materiale dure obținute din amestec de oxid de Al și alți oxizi;
materiale dure obținute din amestecul de oxid de Al cu carburi metalice sau carburi metalice acoperite cu oxidul de Al.
Plăcuțele mineralo-ceramice au și o mare stabilitate la șocurile termice. Astfel, s-au realizat plăcuțe care rezistă la circa 400-500 de ȋncălziri și răciri bruște ȋn apă sau ulei, la 0°C, fără să se fisureze, fapt ce conduce la creșterea durabilității tăișului sculei. De remarcat, că la diferite sorturi de plăcuțe, duritatea nu se modifică, ci rămâne practic aceeași până la temperaturi de circa 1100-1250°C, fapt ce conferă plăcuțelor o rezistență ridicată la uzură, atunci când crește temperatura ȋn procesul de așchiere. De asemenea, aceste plăcuțe au o rezistență relativ ridicată la compresiune, ca urmare, nu se sparg ușor. Proprietățile acestor plăcuțe depind ȋn mare masură și de mărimea optimă pe care trebuie să o aibă granulele (s-a determinat că o granulație mai mică de 1 μm influenteaza negativ rezistența la ȋncovoiere, compresiune, etc.). O atenție deosebită trebuie acordată și duratei de presinterizare și sinterizare (ȋn special).
Plăcuțele mineralo-ceramice se obțin din pulbere de oxid de Al cu o granulație foarte fină (funcție de marca plăcuței), care se amestecă foarte bine și omogen cu un liant (ulei oleic, celuloză, metale, etc.). Acest amestec este presat ȋn matrițe de diferite forme, la rece sau la cald, timp de 2-10 minute, ȋn funcție de mărimea plăcuței și tipul aglomeratul de oxid de Al. După sinterizare produsele obținute sunt rectificate, rodate sau lepuite și apoi sortate. Cele mai bune rezultate au fost obtinuțe ȋn construcția de scule așchietoare cu materiale mineralo-ceramice realizate din amestecarea oxidului de Al, cu oxidul de zirconiu, cu carbura de titan sau alte compoziții chimice, care ajută la ȋmbunătățirea tenacității și a rezistenței la șoc termic. Sunt și alte tipuri de plăcuțe metalo-ceramice care sunt de fapt plăcuțe din carburi metalice acoperite cu un strat de 0,4 – 0,5 mm de oxid de aluminiu. Acoperirea se face ȋn vid cu flux de electroni și conferă acestora o creștere a rezistenței la uzură.
1.3.Bazele proiectării dispozitivelor
CALCULUL DE PREDIMENSIONAREA A ANGRENAJULUI CONIC
Date de proiectare
Turația la intrare (pinion), n1 = 1500 rot/min.
Puterea la intrare, P1 = 4 [kW] și din fer. (AEV-C.1) rezultă valoarea momentului de torsiune,
= 63662 Nmm. (2.1)
Raportul de angrenare, u = 3.75.
Unghiul dintre axele roților, Σ = 90o și din fer (AEV-C.2.1) se determină semiunghiurile,
= 14,93, =75,06. (2.2)
Numărul de angrenaje identice în paralel, χ =1.
Durata de funcționare, Lh = 7000 ore.
Tipul danturii, dreaptă.
Condiții de funcționare: mașina motoare – motor asincron; instalația antrenată – utilaj tehnologic într-o carieră de piatră, temperatura – (-25…50)oC; caracteristicile mediului – praf și umezeală ridicată.
Condiții ecologice: utilizarea de materiale și tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecția vieții.
Alegerea materialului, tratamentelor termice și tehnologiei
Calculul de predimensionare
Deoarece relațiile de dimensionare a angrenajelor la contact și la încovoiere conțin factori care depind de parametri ce urmează să fie determinați, preliminar, se face un calcul de predimensionare.
Alegând ca parametru de dimensionare la modulul exterior, pentru solicitarea la contact,
= 3,756 mm, (2.3)
și pentru solicitarea la încovoiere,
= 4,119 mm (2.4)
unde, z1 = 10, u = 3,75, z1 = 38, KA=1,25, Kv = 1,3, ψd =0,4, NL1=60 n1 Lh χ = 3.6.108 cicluri, NL2=60n1 Lh χ /ur = 1.44.109 cicluri, KHβ =1,8, KHα = 1,3, Zε = 0,92, ZH = 2,8, ZE = 190 MPa1/2,
SHmin= 1, ZN1 = 1, ZN2 = 1, ZN = min (ZN1, ZN2) =1, SHmin = 1, σHP = σHlim ZN /SHmin = 1260,87 MPa, KFβ = 1,8, KFα = 1,8, Yε = 0,77, Yβ = 0,92, YSa1=1.8, YSa2=1.8, YFa1 = 2.5, YFa2 = 2,5, SFmin = 1,5, YN1,2 = 1, SFmin = 1,5, YST =2, σFP1,2 = σFlimYN1,2/ SFmin YST = 533,33 MPa.
Din relațiile (2.3) și (2.4) rezultă că solicitarea principală a angrenajului este la contact și se consideră pentru calcule, în continuare, mmn = 3.91 mm.
Se va adopta mmn STAS= 4 mm
Proiectarea formei constructive
Scop: Concepția din considerente funcționale, constructive și/sau tehnologice a configurațiilor roților dințate.
Pentru dantură dreaptă și înclinată se adopta valori standard pentru modulul exterior normal
(v. fer. AEV-P.1.4). mn=4 mm
Pentru dantură curbă în arc de cerc (Gleason), se adoptă modulul exterior frontal (v. fer. AEV-P.2.3).
Pentru dantură curbă eloidă(Oerlikon-Spiromatic), se adoptă modulul mediu normal (v. fer. AEV-P.2.3)
Adoptarea factorilor deplasării danturii :
Pentru dantură dreaptă și înclinată:
Factorii deplasărilor radiale,
=0
(fer. AEV-C.2.5)
Factorii deplasărilor tangențiale,
=0
Pentru dantură curbă Gleason se adoptă factorii deplasărilor xsm1,2 și xhm1,2 din fer. AEV-P.2.2
Pentru dantură curbă eloidă se consideră: xsm1,2 = 0 și xhm1,2= 0
Calculul parametrilor geometrici principali ai angrenajului
; Re=80.000; de1= 42,000 ; de2= 156,561 ;b= 16,475
Calculul de predimensionare a angrenajului cilindric
Date de proiectare
Turația la intrare (pinion), n2 = 400 rot/min.
Puterea la intrare, P2 = 9,7 [kW] și din fer. (AEV-C.1) rezultă valoarea momentului de torsiune,
= 231570,525 Nmm. (2.2.1)
Raportul de angrenare, u = 4.
Unghiul danturii, înclinată.
Parametrii geometrici impuși (opțional): distanța dintre axe aw; standardizarea distanței dintre axe; unghiul de înclinare a danturii; diametrul pinionului, sau modulul danturii.
Condiții de funcționare: tipul transmisiei în care se integrează, tipul mașinii motoare, tipul instalației antrenate, temperatura de lucru, caracteristicile mediului în care funcționează).
Condiții ecologice (utilizarea de materiale și tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecția vieții).
dintre axele roților, Σ = 90o și din fer (AEV-C.2.1) se determină semiunghiurile,
= 14,93o, = 75,06o. (2.2.2)
Numărul de angrenaje identice în paralel, χ =1.
Durata de funcționare, Lh = 7000 ore.
Tipul danturi: dreapta βm = 35°
Alegerea materialului
PREDIMENSIONARE
Deoarece relațiile de dimensionare a angrenajelor la contact și la încovoiere conțin factori care depind de parametri ce urmează să fie determinați, preliminar, se face un calcul de predimensionare.
Alegând ca parametru de dimensionare la modulul exterior, pentru solicitarea la contact,
= 3,75 mm, (2.2.3)
și pentru solicitarea la încovoiere,
= 4,11 mm (2.2.4)
unde, β=10, z1 = 20, z2 = 70, KA=1,25, Kv = 1,3, ψd =0,4, NL1=60 n1 Lh χ = 1,68 x107 cicluri, NL2=60n1 Lh χ /ur = 1,68×107 cicluri, KHβ =1,2, KHα = 1,2, Zε = 0,94, ZH = 2,4, ZE = 190 MPa1/2,
SHmin= 1,3, ZN1 = 1, ZN2 = 1, ZN = min (ZN1, ZN2) =1, SHmin = 1,3, σHP = σHlim ZN /SHmin = 1177 MPa, KFβ = 1,3, KFα = 1.25, Yε = 0,87, Yβ = 0,95, YSa1=1,9, YSa2=1,9, YFa1 = 2,8, YFa2 = 2,8, SFmin = 1,5, YN1,2 = 1, ,
Din relațiile (2.2.3) și (2.2.4) rezultă că solicitarea principală a angrenajului este la contact și se consideră pentru calcule, în continuare, me = 4,11 mm.
Proiectarea formei constructive
Parametrii și relații de calcul a parametrilor principali ai angrenajului [Moldovean, 2002; Rădulescu, 1985]
=cos ᵦ = 3,57 mm (2.2.5)
=cos ᵦ = 3,57 mm (2.2.6)
: = cos ᵦ = 3,44 mm (2.2.7)
Se adoptă: = 4 mm
= 180 mm
Calculul distanței dintre axe și a unghiului de referință
-a < → -a = 3,5 <
Calculul unghiului de presiune frontal
= arctg = 20,283
Calculul unghiului de angrenare frontal
= arccos ( cos ) = 22,180
Calculul unghiului de angrenare normal
= arcsin ( sin ) = 16,746
Calculul coeficientului deplasării totale de profil
= 0,03 (30-22) = 0,68
= = 0,387
Calculul diametrelor de rostogolire
d=
= 72 mm, = 288 mm,
Verificare: ( , 180=
Calculul lățimii danturii:
b = ψa = 72 mm
= 0,99 =20,571
mn=3,55, => mnSTAS= 4
Calculul de predimensionare a arborilor
Calculul aproximativ al diametrelor arborilor care susțin roțile,
= 40
= 60
Calculul aproximativ al lungimilor butucilor din condiția de rezistență a penelor paralele,
=28,229
=71,856
Schema cinematica la scara
Calculul geometriei angrenajului conic
Parametrii geometrici principali ai angrenajului conic și ai roților
a. Stabilirea și calculul principalelor elemente geometrice pentru angrenaje conice cu dantură dreaptă și înclinată, pentru angrenaje conice cu dantură curbă în arc decerc (Gleason), pentru angrenaje conice cu dantură curbă eloidă (Oerlikon-Spiromatik)
b. Determinarea vitezei periferice a angrenajului (în polul angrenării),
[m/s] v=1,507m/s
c. Adoptarea treptei de precizie, a procedeului de prelucrare și a rugozităților
Treapta de precizie : 8
Clasa de precizie : 8
Rugozitatea flancului : 1,6=>Ra=1,6[µm]
Rugozitatea racordari : 3,2=>Ra=3,2[µm]
d. Adoptarea vâscozității și tipului lubrifiantului
Vascozitatea cinematica : 180[m2/s]
Vascozitatea uleiului : 200EP
e. Readoptarea factorului de lățime Ψd = 0,4
f. Stabilirea lățimilor danturilor, b=Ψd d1, b< 0,35Rm
Calculul geometriei angrenajului cilindric
a. Stabilirea și calculul elementelor geometrice cu fer. AEV-C.1.3 (v. fer. AEV-T.1.2, pentru dantură înclinată sau fer. AEV-T.1.1, pentru dantură dreaptă) sau cu pachetul MDESIGN
b. Determinarea vitezei periferice a angrenajului (în polul angrenării),
[m/s] v=1,507[m/s]
c. Adoptarea treptei de precizie, procedeului de prelucrare și rugozităților
d. Adoptarea vâscozității și tipului lubrifiantului
e. Readoptarea factorilor de lățime Ψa, Ψm, Ψd
f. Stabilirea lățimilor danturilor roților: b2=Ψd d1; b2=Ψm m sau b2=Ψa aw; b1 = b2 + (1…5) mm
Calculul parametrilor geometrici ai angrenajului și roților conice cu dantură curbă eloida:
=10 ; = 38;Ʃ=90 ; =35;=4,95;=0.4; =0;
Parametrii geometrici ai angrenajului:
u=3,8; ; =75,256;=37,93°; =3,647 mm;=4,957 mm;= 97,103mm; b= 19,830mm; =87,488 mm;=77,57mm;
Parametrii geometrici ai roțiilor:
=49,57mm ; =170,25 mm; ; ;
=5,26 mm;=5,26mm; =6,57mm;=6,57mm;
=3,28;=3,28;=4,10;=4,10;
25,08;71,48;;64,09;
= 77,86mm ; =174,16 mm; ; ;
=97,33 mm ; =34,83 mm; 11,83; ;
Parametrii angrenajului echivalent:
=10,77; =67,31; =19,59 ; =122,46 ;
=62,45 ;=390,32 mm ;=71,41 mm ;=399,28 mm ;
= 57,07mm ;=356,69 mm ;=226,38 mm
1,41; =2,81; =4,21;
Calculul de verificare a angrenajului cilindric
Parametrii roțiilor:
=65,22 mm ; =260,88 mm; ; ;
; ; ; ;
; ; ; ;
=2,19>1,05; =3,07>=1,05;
=0,36>=-0,16; =-1,17>=-3, Calcului parametrilor geometrici ai roțiilor:
=18 ; =72 Ʃ=90 ;;=15; =160;
= 3,5; =0,36;=-1,17;
; =64;
Parametrii angrenajului:
a=163,05; =20,64; =17,51; =16,97
Gradele de acoperire:
1,2<1,56 mm < =2;
; ;
Angrenaj echivalent:
=19,8; =79,22; =69,32 ; =277,29 ;
= 65,14mm ;=260,56 mm ;=78,40 mm ;=275,65 mm ;
= 170,27mm ;=1,59 mm ;
1.4.Date ax de pinion pinioane si reductoare
PROIECTAREA REDUCTORULUI
DETERMINAREA RAPORTULUI DE TRANSMITERE
Raportul total de transmitere
– raportul de transmitere al angrenajului conic
– raportul de transmitere al angrenajului cilindric
În mod obișnuit raportul , dar variația raportului total comparativ cu rapoartele parțiale nu trebuie să depășească 3%.
Există și situații în care condiția de 3% este verificată și pentru:
a)
b) (se preferă această variantă)
Valorile standardizate ale lui și se iau din Îndrumar pentru proiectarea organelor de mașini – angrenaje, tabelul 1.5, pagina 24.
3.2 CALCULUL DE REZISTENȚĂ AL ANGRENAJULUI CONIC
Calculul de rezistență al angrenajului conic se face conform Îndrumarului pentru proiectarea organelor de mașini – angrenaje, tabelul 10.2, pagina 241.
1. Date inițiale:
Încărcare constantă
Raportul de transmitere
Raportul numerelor de dinți
Unghiul dintre axe
Turația roților
Unghiul de înclinare median al danturii
Materealul și tratamentul termic
Pinion – OLC 15
Roată – OLC 45 îmbunătățit
Rezistența limită la pitting și încovoiere
Duritățile flancurilor pinionului și roții
Factorul de siguranță pentru pitting și încovoiere
2. Valori calculate:
Numărul de cicluri redus
Momentul de torsiune transmis
Factorul dinamic
Factorul numărului de cicluri de funcționare
Factorul durității flancurilor
Factorul de material
Coeficientul lățimii danturii
Factorul de distribuție longitudinală a sarcini
Factorul punctului de rostogolire
Factorul dinamic intern
Factorul de formă al dintelui
Factorul lungimii de contact
Factorul rugozității flancurilor
Factorul de repartiție frontală a sarcinii
Factorul dimensional
Factorul concentratorului de tensiune de la baza dintelui
Diametrul minim necesar al pinionului
Diametrul de divizare al pinionului pe conul frontal exterior
Factorul unghiului de înclinare
Modulul minim necesar
Modulul frontal mediu
Modulul frontal sau normal pe conul frontal exterior
Numărul maxim de dinți ai pinionului
dinți
Numărul de dinți al pinionului
dinți
Numărul de dinți al roții
dinți
Abaterea de la raportul de transmitere
Lățimea danturii
CAPITOLUL 2. ETAPE DE PROIECTARE
2.1. Desen de executie
Prelucrarea danturii roților dințate cilindrice se realizează prin frezare (prin copiere) sau prin rulare (rostogolire). Frezarea prin copiere se realizează cu scule profilate după forma golului dintre
Fig. 1.8
dinți: freză disc (fig.1.8, a) sau freză deget (fig.1.8, b). Productivitatea redusă și erorile de execuție, caracrteristice acestui procedeu, au determinat utilizarea sa pe scară redusă.
Prelucrarea prin rulare a danturii se realizează prin frezare cu: freză melc (fig.1.8, c) sau prin mortezare cu cuțit pieptene (fig.1.8, d) sau cuțit roată (fig.1.8, e) – pentru danturi exterioare și prin mortezare cu cuțit roată (fig.1.8, f) – pentru danturi interioare. Prin acest procedeu, danturarea se realizează simulând procesul angrenării, acesta realizându-se între sculă și semifabricat. Se asigură, prin acest procedeu, o productivitate și o precizie superioare procedeului de danturare prin copiere, dar și între aceste procedee de prelucrare prin rulare există diferențe în ceea ce privește productivitatea și precizia de execuție. Astfel, o productivitate ridicată se obține prin prelucrarea cu freză melc, formată din mai multe cremaliere înfășurate pe un cilindru, după una (freză melc cu un început) sau mai multe elice (freză melc cu mai multe începuturi). Tehnologic, însă, se realizează mai greu decât scula cuțit-pieptene (de fapt o cremalieră generatoare), aceasta având avantajul și a unei confecționări mai precise. Cuțitul-roată se confecționează mai greu tehnologic (datorită flancului evolventic al dinților), însă asigură viteze mari de așchiere și este singurul utilizat la prelucrarea prin rulare a danturilor interioare (v. fig.1.8, f).
1.4. ELEMENTE DE CALCUL GEOMETRIC AL ANGRENAJELOR CILINDRICE EVOLVENTICE CU DINȚI DREPȚI
Dintele unei roți dințate este definit prin capul dintelui și piciorul dintelui, cele două zone fiind despărțite de cilindrul de rostogolire. Astfel, capul dintelui este porțiunea de dinte dintre cilindrul de cap și cel de rostogolire, iar piciorul dintelui este porțiunea de dinte dintre cilindrul de rostogolire și cel de picior (fig.1.9, a). Suprafața laterală între vârful dintelui și fundul golului dintre doi dinți este cunoscută sub denumirea de flancul dintelui și este partea principală, funcțională, a unui dinte.
Fig.1.9
La dantura dreaptă, flancul dintelui este generat de o dreaptă MN, dintr-un plan , tangent după generatoarea AA’ la un cilindru, numit cilindru de bază (de diametru db). Prin rostogolirea fără
Angrenaje 15
alunecare a planului , în sensul indicat de săgeată, dreapta MN, paralelă cu generatoarea AA’, generează flancul dintelui (fig. 1.9, b).
Curba de intersecție a unui dinte cu un plan perpendicular pe axă definește profilul dintelui, iar prin intersecția acestuia cu cilindrii caracteristici – de cap, de rostogolire, de picior – se definesc cercurile caracteristice ale danturii.
Planele caracteristice unei danturi sunt: planul frontal t – t – perpendicular pe axa cilindrului de bază, deci și pe segmentul AA’ și planul normal n – n – perpendicular pe axa dintelui, deci și pe segmental MN. Deoarece AA’ și MN sunt paralele, rezultă că cele două plane se suprapun (v. fig.1.9, b). Profilul dintelui, în unul din planele menționate, este evolventic și are raza de curbură în punctual K egală cu segmental K’K. Se precizează faptul că pentru orice poziție a punctului K pe segmentul MN raza de curbură este aceeași și egală cu K’K. În procesul angrenării, segmental MN, care definește și lungimea dintelui, devine linie de contact.
La angenajele cilindrice exterioare cu dantură dreaptă, dinții celor două roți sunt dispuși
paralel cu axele roților. Curba de intersecție
a flancului dintelui cu un plan frontal
definește profilul dintelui roții dințate.
Fig.9.9
Fig.1.10
Evolventa este curba descrisă de un punct al unei drepte b, care se rostogolește fără alunecare pe un cerc fix, numit cerc de bază, de rază rb (fig.1.10, a). Proprietățile evolventei se referă la:
normala n-n, în orice punct, este tangentă la cercul de bază;
distanța, măsurată pe direcția normalei, între punctul de pe evolventă și cercul de bază (MT – v. fig.1.10, a) reprezintă raza de curbură a evolventei, în acel punct.
Roțile dințate cu profil evolventic au
un număr de dinți z, dispuși echiunghiular și sunt caracterizate prin (fig.1.10, b):
cercul de cap (da), care mărginește roata la exterior;
cercul de picior (df), care mărginește roata la interior;
pasul unghiular = 2/z;
pasul circular py = dy/2;
modulul m;
cercul de divizare d = mz. Cremaliera de referință. În cazul în
care z→∞, roata dințată devine cremalieră de referință (fig.1.11), cercurile devin
drepte, iar evolventa devine profil rectiliniu. Caracteristic cremalierei de referință îi este dreapta de referință, pe care plinul dintelui este egal cu golul. Negativul cremalierei de referință este cremaliera de generare și este utilizată ca sculă generatoare. Parametrii adimensionali ai cremalierelor sunt
standardizați: coeficientul capului de referință al dintelui ( ha* = ha/m = 1); coeficientul jocului de referință la piciorul dintelui (c* = c/m = 0,25); coeficientul razei de racordare de referință la piciorul dintelui ( *f =f / m = 0,38).
La generarea roții dințate, centroidele sunt reprezentate de cercul de divizare de diametru d (la roată) și dreapta de divizare d, tangentă la cercul de divizare, la cremalieră.
Distanța dintre dreapta de referință și dreapta de divizare, egală cu xm, este numită deplasare de profil, iar x reprezintă coeficientul deplasării de profil. În funcție de xm, apar următoarele situații:
Fig.1.11
xm = 0 – cazul în care dreapta de referință coincide cu dreapta de divizare și se obține roata zero (fig.1.12, b);
xm < 0 – cazul în care dreapta de referință intersectează cercul de divizare și se obține roata minus (fig.1.12, a);
xm > 0 – cazul în care dreapta de referință nu intersectează cercul de divizare și se obține roata plus (fig.1.12, c).
Modificarea poziției cremalierei la generarea danturii roții dințate duce la modificarea grosimii dinților, în calculul geometric interesând grosimea s a dinților pe cercul de divizare și grosimea sa pe cercul de cap. La deplasări pozitive (fig.1.12, c), scade grosimea dinților pe cercul de cap, aceasta trebuind limitată la o valoare admisibilă (sa ³ sa min). La roțile cu număr mic de dinți, la danturare poate apare fenomenul de subtăiere (fig.1.12, a), care duce la micșorarea rezistenței acestuia la încovoiere, prin subțierea bazei, fiind necesară o deplasare pozitivă de profil.
Angrenajul roată-roată (fig.1.13) este format din două roți dințate caracterizate de numerele de dinți z1 și z2, coeficienții deplasărilor de profil x1 și, respectiv, x2 și același modul m pe cercurile de divizare. Normala comună n – n la profilele în contact trece prin polul angrenării C și este tangentă la cercurile de bază ale celor două roți, de diametre db1 și db2, în punctele T1 și T2. Cercurile de rostogolire, de diametre dw1 și dw2, sunt tangente în polul angrenării C și determină distanța dintre axe aw. Pe dreapta de angrenare n – n sunt definite segmentul teoretic de angrenare T1T2 și segmentul real de angrenare AE, determinat de intersecția dreptei de angrenare cu cercurile de cap ale celor două roți dințate. Intrarea profilelor în angrenare are loc în punctul A, iar ieșirea în punctul E. Punctul curent de contact dintre profile descrie segmentul real de angrenare AE, respectiv flancurile active ale profilelor dinților în contact (reprezentate cu linie îngroșată în fig. 1.13). Forța dintre profile acționează după normala comună n – n, punctul ei de aplicație deplasându-se pe toată lungimea profilului activ al dintelui.
Între profilele în contact există alunecări, după direcția tangentei comune, viteza de alunecare fiind proporțională cu distanța dintre punctul de contact M și polul angrenării C (v. fig.1.13), în pol viteza de alunecare fiind nulă.
Tipuri de angrenaje. Unghiul real de angrenare w – unghiul dintre normala comună a profilelor în contact (dreapta de angrenare) și tangenta comună, dusă prin polul angrenării, la cercurile de rostogolire – depinde de distanța dintre axe reală aw, care depinde de deplasările de profil.
În funcție de suma coeficienților deplasărilor de profil, angrenajele pot fi (fig.1.14):
nedeplasate – roțile angrenajului sunt roți zero, deci x1 = x2 = 0 (fig.1.14, b);
zero deplasate – o roată este deplasată plus (x1 > 0), iar cealaltă minus (x2 < 0), dar x1 + x2 = 0 (fig.1.14, b);
Fig.1.14
plus deplasate – cel puțin una din roți e deplasată plus, cealaltă putând fi roată plus, zero sau minus, dar x1 + x2 > 0 (fig.1.14, c);
minus deplasate – cel puțin una din roți este deplasată minus, cealaltă putând fi roată minus,
zero sau plus, dar x1 + x2 < 0 (fig.1.14, a).
2.2 Schița axonometrică
Gradul de acoperire. Una din condițiile funcționării corecte a unui angrenaj este aceea a asigurării transmiterii continue a mișcării. Pentru aceasta, trebuie ca la ieșirea din angrenare a unei perechi de dinți perechea următoare să fie deja intrată în angrenare. Considerând perechea de dinți 1
– 1’ (fig.1.15), intrarea în angrenare are loc în punctul A, iar ieșirea din angrenare în punctul E, punctul de contact M dintre profile descriind în planul bazei segmentul real de angrenare AE. În acest timp, profilul 1 descrie pe cercul de bază a roții 1 arcul b1 , iar profilul 1’ descrie pe cercul de
bază al roții 2 arcul b2 (b1 b2 AE). Notând cu pb pasul pe cercul de bază al celor două roți (pașii pe cercurile de bază trebuie să fie egali, aceasta fiind condiția angrenării simultane a mai multor
perechi de profile), pentru asigurarea continuității angrenării, trebuie ca AE> pb. Se definește gradul de acoperire mediu al unui angrenaj prin raportul
angrenarea fiind continuă când > 1; se admite min ≈ 1,1. Deoarece > 1, pe segmentul real de angrenare (v. fig.1.15) există porțiuni (spre extremitățile segmentului) pe care sunt două perechi de dinți în angrenare (angrenare bipară), deci instantaneu=2, și o zonă (centrală) pe care există o singură pereche de dinți în angrenare (angrenare unipară), deci instantaneu = 1. Diagrama din fig.1.15 ilustrează sugestiv acest lucru.
În tabelul 1.1 sunt date relații de calcul pentru principalele elemente geometrice ale angrenajelor cilindrice cu dantură dreaptă.
Fig.1.15
Angrenaje cilindrice interioare. Se execută, de obicei, cu dantură dreaptă și se compun din două roți cilindrice, una cu dantură exterioară și cealaltă cu dantură interioară, sensul de rotație al celor două roți fiind același (v. tabelul 1.1). Angrenarea are loc între un profil concav (cel al danturii interioare) și unul convex (cel al danturii exterioare), caz avantajos din punct de vedere al solicitării dinților la contact.
La angrenajele interioare, segmentul real de angrenare este mai mare decât la angrenajele exterioare, aceasta ducând la o creștere a gradului de acoperire, lucru deosebit de avantajos.
2.3 Identificarea Suprafețelor
În timpul procesului, dinții sunt formați prin îndepărtarea a materialului. Prelucrare e pentru a simula între un instrument (pinion, suport ) și asieta roții, o discretizare: modulul de dantură este impus de scule. Cei de mișcare , să contribuie angajament la mișcarea de avansare în operația de prelucrare, precum și mișcarea de care depinde de procesul. Această resursă se concentrează asupra proceselor de hobbing de viteze cu cremaliera instrument și instrumentul pinion, mișcările de alimentare și tăieturi, precum și ca formele de instrumente și sunt prezentate condițiile de producție. La mașinile utilizate sunt slotting al cărui instrument este un suport ; fiecare dinte al instrumentului de cremalieră este un instrument de planșare . Roata pentru tăiere este montată pe o axă de astfel încât cercul pas este tangent la dreptul original al rack. Roata si cremaliera se va muta ca și în cazul în care acestea engrenaient: instrumentul de mărimea angrenează dinți cu un modul specific, care este combinat cu toate roțile de același modul. Roata de tăiat poate fi montată pe o axă orizontală sau vertical. Obținerea profilului evolventă al cercului este realizat în generarea unei mișcări echivalente în rulment fără g netezirea între raft și roata pentru tăiere ( a se vedea de resurse – angrenaje, discretizare condiții și procedee de obținere a „). Pentru aceasta, el este posibil , de exemplu , pentru a da o mișcare de rotație a piesei de prelucrat, și traducerea instrumentul cremaliera. Acesta este de obicei faptul că cele două mișcări de translație și de rotație sunt transportate de către roata să fie prelucrate. În timpul acestei mișcare, carcasa din flancurile de bare este o evolventă de cerc. Suportul folosit este un suport standardizat. Forma sa este definită , în special , prin linia de referință (LR). Pentru tăierea unui angrenaj fără decalaj de dantură (vezi resurse – angrenaje, discretizare condiție și metode de obținere a -), această linie este plasat tangenta cercului de pas al danturare (cerc definit prin r 0 = l / 2 · m 0 .Z). Când de prelucrare , cu o viteză de bare instrument de tăiere este foarte mică (de ordinul a de 15 acompaniat de 20 m / min) și ungere trebuie să fie abundent. Mișcarea de întoarcere a raftului instrument sincronizat cu rotația relativă față a capacului roții generează profilul evolventă al cercului. Un instrument rack are dintele stripat pentru a da la marginile de tăiere și un depo uille. În dinții de rack instrument (Figura 5) au nu un profil de evolventă cerc ( a se vedea resurse – Gears, termeni de angrenare și metode de obținere a „) , acesta este la dreapta. Acest instrument de relativ simplu geometrie facilem ent sharpenable . Se găsește pe muchiile de tăiere la un unghi de conicitate. Lungimile instrumentelor de creștere sunt variabile și depind de aplicații. Prelucrarea elicoidali se face prin înclinarea sculei cremalierei și prin impunerea unei mișcării de rotație a roții la tăiere. Înclinarea a sculei la dreapta generează dantură înclinată spre stânga (Figura 6).
2.4. Planul de operații tehnologice (strunjire+ frezare)
Danturile de unelte sunt de profil complex ( a se vedea de resurse – unelte, starea de discretizare și metode de obținere a -). Acestea sunt modelate de procese diferite în funcție de un hobbing de viteze, sau o tăiere fără generare: prelucrare în freza, reproducerea directă, deformare … (vezi resursa – Hobbing generație fără angrenaj „).
Fiecare instrument este caracterizat prin modulul său și unghiul de presiune ; toate roțile ta vor avea aceste caracteristici. Acest proces este lent și se aplică numai pentru serii mici . Acesta impune operatorilor calificați pe mașini specifice, cu toate acestea suficient de rapid pentru a pune în lucru . Cremaliera instrument hobbing permite realizarea de dinți elicoidali, precum și realizarea de module importante și părți ale dimensiuni mari. Cele Instrumentele sunt de geometrie simplă, este ușor să se obțină profile non-standard pentru aplicații specifice. Mașinile utilizate sunt mortisere a căror unealtă este un pinion. Tăierea se realizează prin împletirea sculei cu pinion cu roata de tăiere. Roata pentru tăiere este montat pe un ax și se rotește într – un raport de funct vitezei ion al numărului de dinți să fie tăiate. Instrumentul cu pinion, ai cărui dinți au muchii tăietoare, este condus de o mișcare alternativă rectilinie combinată cu rotația sa. Este o generație continuă de la 1 la 2 dinți. Un pinion instrument este p are o singură roată dințată, acesta este prevăzut cu dinții de tăiere cu clearance – ul. Offsetul de dinți ai sculei este un sunet caracteristic dependentă. Un pinion instrument nu poate fi echipat cu o mișcare rapidă, viteza de tăiere este atât de mică (20 m / min). Există sunt riscuri de membru al sculei pe materialul, lubrifierea trebuie să fie abundentă pentru a preveni de la lipirea instrument unelte camera. Pentru prelucrarea angrenaje cu dinți elicoidali, instrumentul angrenajul este antrenat într – o mișcare de rotație în jurul a axei sale în timpul coborârii sale. El trebuie să efectueze mișcarea inversă atunci când pentru a ridica pentru a evita deteriorarea profilul generat.
Acest proces este lent și se aplică numai pentru serii mici. Este nevoie de OPE TdR calificați pe mașinile specifice, cu toate acestea, destul de rapid pentru a pune în lucru . Instrumentul pentru pinion este compact și necesită doar un mic spațiu liber . Noi nu putem masina pe dinții de modul mare , cu cele instrumentele pentru unelte de pescuit necesită numeroase treceri prelucrare și , prin urmare , are o mulțime de timp.
Prelucrarea a elicoidali se realizează. Este unul dintre procesele rare pentru a putea prelucra dinții interni. Tăierea a uneltelor prin generarea cu cremaliera ca instrument cu instrumentul pinion este folosit numai pentru mici serii, metoda este lentă. Resursa „ Taiere de viteze fără generare – descrie unele procese de producție fără generare ; În cele din urmă, resursa – Controlul angrenajului – vă permite să abordați punctele de măsurare care trebuie verificate.
2.5. Calculul operației de prelucrare
Relațiile de calcul ale elementelor geometrice ale roților și ale angrenajelor cilindrice interioare cu dantură dreaptă sunt asemănătoare cu cele ale angrenajelor exterioare, fiind date în tabelul 1.1.
3 ELEMENTE DE CONTROL, ABATERI În conformitate cu indicațiile din
LIMITĂ ȘI TOLERANȚE literatura de specialitate
*) În relațiile cu semn dublu, semnul superior este valabil pentru angrenajul exterior, iar semnul inferior pentru cel interior.
1.5. CALCULUL DE REZISTENȚĂ AL ANGRENAJELOR CILINDRICE CU DANTURĂ DREAPTĂ
Calculul de rezistență are drept scop preîntâmpinarea principalelor forme de deteriorare a angrenajului: pittingul (apariția de ciupituri pe flancurile active), datorită solicitării de contact, și ruperea dinților prin oboseală, datorită solicitării de încovoiere.
1.5.1. Calculul la solicitarea de contact
Calculul la solicitarea de contact se efectuează având la bază relația de determinare a tensiunii maxime de contact stabilită de Hertz pentru contactul după generatoare a doi cilindri (fig.1.16)
în care: Fn reprezintă forța normală la suprafețele în contact dintre cei doi cilindri; lk=B – lungimea liniei (generatoarei) de contact; ZE – factorul de elasticitate al materialelor roților, dependent de
modulii de elasticitate longitudinală E și de coeficienții de contracție transversală (Poisson) ai materialelor celor două roți; 1/ρ – curbura redusă, definită de relația
în care ρ1,2=D1,2/2 reprezintă razele de curbură ale celor doi cilindri, semnul plus corespunzând contactului exterior (fig.1.16, a), iar semnul minus contactului interior (fig.1.16, b).
Relația (1.2) a fost
stabilită pe baza
următoarelor ipoteze (ipotezele lui Hertz): cilindrii sunt omogeni și
izotropi; materialele acestora sunt elastice și respectă legea lui Hooke; forța normală Fn este aplicată static; tensiunile de contact se repartizează uniform pe lungimea liniei de contact dintre cei
elastică a celor doi cilindri este foarte mică, comparativ cu lungimea acestora; suprafețele de contact sunt netede; efectul forțelor de frecare dintre suprafețele în contact se neglijează.
Contactul dintre doi dinți ai unui angrenaj cilindric cu dantură dreaptă poate fi studiat prin analogie cu contactul dintre doi cilindri (fig.1.17), corectând relația de calcul a tensiunii maxime σH. Corecțiile necesare iau în considerare deosebirile
existente între modelul teoretic care a stat la baza stabilirii relației lui Hertz și angrenajul real. Aceste deosebiri sunt:
24 Transmisii mecanice
forța de interacțiune dintre dinți este normală la profilele în contact ale acestora, dar nu acționeză static, având o variație dependentă de tipul mașinii motoare, regimul de funcționare a mașinii antrenate și de mărimea șocurilor ce pot apărea în tranmisie în timpul funcționării; pentru a se ține seama de aceste suprasarcini exterioare, în calcule, se apelează la factorul regimului de funcționare KA;
forța de interacțiune dintre dinți este influențată și de sarcini dinamice suplimentare ce apar datorită erorilor de execuție și/sau montaj și a deformațiilor elastice ale dinților și a pieselor subansamblului din care face parte angrenajul; în aceste condiții se apelează la factorul dinamic KV, indicele V evidențiind viteza periferică ca fiind principalul factor ce definește mărimea forțelor dinamice suplimentare;
tensiunile de contact se repartizează neuniform pe lungimea liniei de contact, datorită impreciziilor de execuție și montaj, a deformațiilor elastice ale dințiilor și a celorlalte piese ale subansamblului din care face parte angrenajul și, nu în ultimul rând, a erorii de direcție a dinților; pentru evidențierea acestui fenomen se apelează la factorul de repartizare a sarcinii pe lățimea danturii (lungimea dintelui) KH;
în urma angrenării bipare, pe segmentul real de angrenare, sunt două perechi de dinți în angrenare; din cauza erorilor de execuție (în special a pasului dintre doi dinți) sarcina nu se repartizează uniform pe perechile de dinți aflate simultan în angrenare; pentru a se ține seama de acest lucru se apelează la factorul de repartizare a sarcinii în plan frontal KH;
transmiterea sarcinii se realizează – într-o anumită perioadă din timpul angrenării, dependentă de mărimea gradului de acoperire εα – prin mai multe perechi de dinți; cu cât gradul de acoperiere este mai mare cu atât zona în care sunt în contact mai multe perechi de dinți (de regulă două perechi) este mai mare și sarcina ce încarcă fiecare pereche este mai mică decât la angrenarea singulară; pentru a se ține seama de acest lucru, în calcule, se
introduce factorul gradului de acoperire Z, cu valori ce depind de valorile gradului de acoperire εα;
există forțe de frecare, datorită alunecării reciproce a flancurilor conjugate (v. fig.1.6, a); chiar dacă în calcule nu se pot evidenția valoric mărimile acestor forțe, acestea sunt importante în apariția fenomenului pitting (ciupire).
Termenii din relația lui Hertz (1.2), definiți pentru modelul teoretic acceptat și având la bază ipoteze simplificatoare, se înlocuiesc prin cei caracteristici angrenajului, utilizând factorii de corecție prezentați, care vor fi atașați atât forței
Fig.1.18 normale teoretice Fn, aceasta devenind forță normală corectată Fnc – factorii KA, KV, KH, KH
cât și lungimii liniilor de contact lk, care va fi mai mare decât lungimea dintelui (lățimea roții) –
factorul Z.
Forța normală corectată Fnc, se calculează cu relația (v. și fig.1.18)
Fnc Fn K A KV K H K H cosFt K A KV K H K H ,
în care Fn este forța normală teoretică, calculată la nivelul cercului de divizare, Ft tangențială și unghiul de angrenare la nivelul acestui cerc.
Lungimea liniei de contact lk este egală cu
lk b / Z2 ,
(1.4)
fiind componența
(1.5)
fiind lungimea dintelui și Z factorul gradului de acoperire.
Curbura redusă 1/ρ se determină în funcție de razele de curbură 1 și 2 ale profilelor dinților în contact, mărimile acestora fiind funcție de punctul de contact considerat pe segmentul real de angrenare.
La acceptarea relației lui Hertz, pentru calculul angrenajelor la solicitarea de contact, s-a considerat că arcele de evolventă, în zona punctului de contact dintre dinți, pot fi aproximate cu arce de cerc care au razele de curbură identice cu cele ale evolventelor conjugate în punctul considerat. Dar, în procesul angrenării, de la intrare la ieșirea din angrenare a doi dinți, aceste raze de curbură variază, deci și curbura redusă este variabilă pe segmentul real de angrenare.
Fig.1.19
T1T2 fiind segmentul teoretic de angrenare, care, pentru un anumit angrenaj, are o valoare constantă. Mărimea curburii reduse este dată, în acest caz, de produsul r1r2. Valoarea minimă a curburii reduse, deci și a tensiunii de contact, se obține atunci când r1=r2.
Pentru stabilirea zonei în care apar tensiuni maxime de contact, se urmărește diagrama perechilor de dinți în angrenare, din fig.1.19. Din analiza acestei diagrame, rezultă că este justificată considerarea porțiunii BD, din segmentul real de angrenare , unde angrenarea este unipară, ca zonă unde apar tensiuni mari de contact, cu valoare maximă în punctul interior de angrenare unipară B, unde tensiunea este sHB. Deoarece lungimea segmentului BD este relativ redusă, iar în zona polului angrenării C apar solicitări suplimentare ale stratului superficial al flancurilor dinților conjugați, în special datorită schimbării sensului forțelor de frecare (v. fig.1.6, a), ISO recomandă ca poziție a
în care sHP reprezintă rezistența admisibilă la solicitarea de contact.
La calculul angrenajelor, ca date de intrare sunt puterea P [kW], turația n1 [rot/min], respectiv momentul de torsiune T1 [Nmm] la roata conducătoare (pinion) și raportul de angrenare u, iar ținând seama de expresiile
Ft = 2T1 , d1 = dw1 cos w , dw1 = 2aw ,
d1 cos u ±1
se obține relația pentru tensiunea de contact
= Ya aw, obținându-se
unde Ya reprezintă coeficientul de lățime al roții, raportat la distanța dintre axe (Ya=b/aw). Uneori se explicitează d1, din relația (1.12), după ce a fost făcută înlocuirea b = Yd d1, de unde se obține
Yd fiind coeficientul de lățime al roții, raportat la diametrul de divizare (Yd = b/d1).
Pentru angrenaje frecvent utilizate în transmisiile mecanice, cu rapoarte de angrenare u > 1 și cu roți deplasate, segmentul real de angrenare BD se deplasează înspre punctul T1 al segmentului teoretic de angrenare, această deplasare fiind cu atât mai mare cu cât valoarea raportului de angrenare este mai mare. Și polul angrenării C se deplasează în același sens, dar poziția sa nu este influențată de deplasările de profil aplicate roților. Deoarece poziția puntelor B și D este influențată
dinților în B, respectiv rD1rD2 pentru contactul în D. În aceste condiții, rezultă relațiile pentru factorii de angrenare
respectiv tensiunile de contact în aceste puncte (v. rel. (1.16)).
Relațiile pentru determinarea segmentelor T1T2, AE, BD și a razelor de curbură rC1,2, rB1,2 și rD1,2 (v. și fig.1.20) sunt prezentate în tabelul 1.2.
Tabelul 1.2
Relații pentru determinarea parametrilor din expresiile factorilor de angrenare ZB și ZD
Ușor programabile, relațiile prezentate în tabelul 1.2 pot fi utilizate pentru calculul oricărui angrenaj cilindric cu dantură dreaptă, definit prin aw, zs = z1+ z2, xs = x1+ x2 și u.
Generarea flancurilor dinților înclinați este diferită de cea a dinților drepți (v. fig.1.9, b), în sensul că segmentul de generare MN, cuprins în planul tangent la cilindrul de bază (de diametru db) nu mai este paralel cu generatoarea AA’ a cilindrului de bază, care reprezintă și segmentul de tangență între planul și cilindrul de bază (fig.1.23). Unghiul dintre cele două segmente, la nivelul cilindrului de bază, este b. Trebuie precizat, însă, că unghiul de înclinare al dintelui depinde de cilindrul pe care este definit, în calcule fiind utilizate unghiurile de înclinare pe cilindrul de divizare și pe cilindrul de bază b. Unghiul de înclinare pe un cilindru oarecare, de diametru dy, se determină cu relația tgy = (dy/d)tg, d fiind diametrul cilindrului de divizare. În funcție de sensul
Fig.1.23
danturi, prezentate în continuare.
înclinării segmentului MN față de generatoarea AA’, se obțin roți cu dinți înclinați spre dreapta (ca în fig.1.23), când AM < A’N, sau cu dinți înclinați spre stânga, când AM > A’N. Pentru un angrenaj cilindric exterior, roțile comjugate care formează angrenajul, au sensurile de înclinare diferite (dreapta și stânga), fiind necesară și îndeplinirea condiției |1| = |2| = . La angrenajele cilindrice interioare, dinții au același sens de înclinare.
Urmărind modul de generare al flancului dinților înclinați, prezentat în fig.1.23, se desprind o serie de particularități a acestei
Planul frontal t – t, perpendicular pe axa cilindrului de bază (deci și pe generatoarea AA’) nu se mai suprapune peste planul normal n – n, perpendicular pe direcția dintelui, între aceste plane existând unghiul b. Pentru un punct K de pe segmental de generare MN, în cele două plane, se definesc două raze de curbură și anume K’K = t, respectiv K’’K = n, acestea fiind razele de curbură ale evolventelor din cele două plane, în punctul K. Între aceste raze de curbură există relația (stabilită din triunghiul K’KK”, dreptunghic în K’)
Se remarcă faptul că în cazul dinților drepți (fig. 1.9, b) raza de curbură este identică pentru diversele puncte ale segmentului MN (raza de curbură K’K este aceeași indiferent de poziția punctului K pe segmentul MN, care în angrenare devine linie de contact a dinților), în cazul dinților înclinați, razele de curbură depind de poziția punctului K pe segmentul MN (fig.1.23), care devine, la rândul său, linie de contact a dinților conjugați. Diferențele prezentate în generarea flancurilor dinților drepți și înclinați conduc la moduri diferite de intrare a dinților în angrenare. La dantura dreaptă dinții intră în angrenare pe toată lungimea, în timp ce la dantura înclinată dinții intră
respectiv ies) progresiv în angrenare (fig.1.24, a), fapt ce determină existența simultană a mai multor perechi de dinți în angrenare, transmisia fiind mult mai silențioasă, chiar la viteze mari de rotație.
Elementele geometrice ale roților și ale angrenajelor cu dantură înclinată se determină în planul frontal t – t, iar calculul de rezistență se efectuează în planul normal n – n, plan în care acționează forța normală, dimensiunile dintelui sunt minime și profilul acestuia este definit de
planul frontal pt și cel normal pn,
stabilită pe cilindrul de divizare (fig. 1.24, b), se exprimă prin relația
relație folosită în calculul elementelor geometrice ale danturii.
Lungimea dintelui l (fig.1.24, a) este mai mare decât lățimea b a roții (la dantura dreaptă l = b), datorită înclinării dintelui, situație favorabilă pentru solicitarea de încovoiere, datorită măririi suprafeței zonei de încastrare a dintelui în corpul roții. Pentru acest calcul se consideră o lungime medie a dintelui, definită pe cilindrul de divizare
Lungimea liniei de contact (fig.1.25), importantă la calculul la solicitarea de contact, este mai mare decât lățimea roții (segmentul MN din fig.1.23) și se poate determina cu relația
Distribuția sarcinii de-a lungul liniei de contact, înclinată pe flancul dintelui, este neuniformă (v. fig.1.25), fiind nefavorabilă pentru solicitarea de contact, având valoarea maximă în zona cilindrului de rostogolire, și favorabilă pentru solicitarea de încovoiere, fiind minimă la vârful dintelui, unde brațul forței este maxim (v. și fig.1.22).
Gradul de acoperire, important atât în calculul la contact cât și în cel la încovoiere, este mai mare la dantura înclinată, față de dantura dreaptă, deoarece gradului de acoperire determinat în plan
frontal , calculat cu o relație asemănătoare cu cea stabilită pentru dantura dreaptă (v. pct. 2.14 din tabelul 1.1) și cu elementele geometrice definite în plan frontal, i se adaugă gradul de acoperire
suplimentar , ce depinde atât de lățimea roții cât și de unghiul de înclinare al dinților. Se obține, astfel, un grad de acoperire total , care îndeplinește sigur condiția min .
1.6.2. Roata echivalentă. Angrenajul echivalent
Calculul de rezistență al angrenajelor cilindrice cu dantură înclinată, la contact și încovoiere, se efectuează acceptând aceleași ipoteze și scheme de calcul ca și la calculul angrenajelor cu dantură dreaptă (v. subcap. 1.5). La dantura dreaptă, însă, forma și dimensiunile dinților sunt identice în cele două plane, frontal și normal. La angrenajele cilindrice cu dantură înclinată, în cele două plane forma și dimensiunile dinților sunt diferite. De aceea calculul de rezistență se efectuează în plan normal, acolo unde acționează forța de interacțiune normală Fn și unde dimensiunile dintelui sunt minime.
Pentru a folosi relațiile stabilite pentru solicitarea de contact și încovoiere a danturii drepte și la angrenajele cilindrice cu dantură înclinată, se va apela la roata echivalentă, respectiv angrenajul echivalent. Roata echivalentă, cu dantură dreaptă, roții reale cu dantură înclinată, este o roată cilindrică fictivă, ai cărei dinți au aceeași formă și dimensiuni cu dinții roții reale, în plan normal.
Angrenajul obținut din două roți echivalente este un angrenaj echivalent, cilindric cu dantură dreaptă, deplasările de profil fiind identice cu cele din plan normal ale roților reale, definite prin coeficienții xn1,2.
Relațiile, de verificare și dimensionare, stabilite pentru angrenajul cilindric cu dantură dreaptă (v. subcap. 1.5), aplicate angrenajului echivalent, conduc la determinarea relațiilor de calcul pentru angrenajul cilindric cu dantură înclinată. Pentru aceasta, este necesar să se stabilească relații de legătură între diverși parametrii ai angrenajului real și cei ai angrenajului echivalent, parametrilor acestuia atribuindu-se indicele n (de la planul normal al roților angrenajului real). Angrenajul echivalent fiind un angrenaj cu dantură dreaptă, se păstrează relațiile de calcul stabilite pentru angrenajul cu dantură dreaptă, cu atașarea indicelui n.
Elementele roților echivalente și angrenajului echivalent vor fi prezentate în continuare.
Diametrele cercurilor de divizare
Razele de curbură ale flancului dintelui înclinat sunt diferite în planul frontal (cararacteristic
roții reale, în ceea ce privește elementele geometrice) și în planul normal (v. fig.1.23). Relația (1.27) stabilește legătura dintre cele două raze de curbură. Pentru a stabili și legătura dintre diametrele de divizare ale roții reale (în plan frontal) și a roții echivalente (în plan normal), se apelează la fig.1.26.
Din fig.1.26, a, rezultă raza de curbură a profilului dintelui roții reale, raportată la cercul de divizare din planul frontal
iar din fig. 1.26, b, raza de curbură a profilului dintelui roții echivalente (identică cu cea a profilului dintelui roții reale, din planul normal), raportată la cercul de divizare dn al acesteia
Numerele de dinți
Diametrul de divizare al unei roți echivalente se obține ca produs între modulul normal mn și
numărul de dinți zn ai acesteia, iar diametrul de divizare al roții reale este definit de produsul dintre modulul frontal mt = mn/cos și numărul de dinți z. Astfel, din relația (1.33), se obține
Diametrele cercurilor de rostogolire
Păstrând relațiile de legătură între diametrele cercurilor caracteristice ale roților cu dantură
dreaptă și apelând la relația (1.33), se obțin
unde dw1,2 sunt diametrele de rostogolire ale roților reale, cu dantură înclinată și t, wt, n, wn – unghiurile de angrenare a angrenajului real în plan frontal, respectiv normal, la nivelul cecurilor de divizare, respectiv rostogolire (indicele w).
Distanța dintre axe (fig.1.27)
awn 1 dwn1 dwn 2 1 dw1 dw2 cos wt
2 2 cost aw fiind distanța dintre axe a angrenajului real.
Raportul de angrenare
Apelând le relația (1.34), se obține
deci rapoartele de angrenare a angrenajului echivalent și a celui real sunt egale.
Momentul de torsiune la arborele de intrare al pinionului angrenajului echivalent
Se determină având în vedere că angrenajul echivalent și cel real sunt încărcate cu aceeași forță normală Fn (iar momentele de torsiune se determină ca
cosn cos2 b coswn
Fig.1.27
produs între componenta tangențială a forței normale și raza cercului de divizare, corespunzătoare fiecărui angrenaj), făcând raportul momentelor de torsiune la pinionul angrenajului echivalent, respectiv la pinionul angrenajului real
Din relația (1.38), rezultă
Fig.1.28
36 Transmisii mecanice
a b
Precizare. În relațiile de calcul de rezistență stabilite pentru angrenajul cu dantură dreaptă sunt factori care se aleg în funcție de numerele de dinți ai roților acestor angrenaje și de deplasările specifice de profil. De aceea, în tabelul 1.3 sunt prezentate atât elementele geometrice caracteristice angrenajului real, cu dantură înclinată, cât și elemente geometrice ale roților și angrenajului echivalent, funcție de care se aleg acești factori (de exemplu zn1,2, xn1,2 ș.a.).
Tabelul 1.3
Elemente geometrice ale angrenajelor cilindrice cu dantură înclinată (v. fig.1.13)
38 Transmisii mecanice
Tabelul 1.3 (continuare)
CALCULUL DE REZISTENȚĂ AL ANGRENAJELOR CILINDRICE CU DANTURĂ ÎNCLINATĂ
Calculul la solicitarea de contact
Calculul la solicitarea de contact a angrenajelor cilindrice cu dantură înclinată se efectuează apelându-se la angrenajul echivalent cu dantură dreaptă, care răspunde tuturor ipotezelor și schemelor de calcul adoptate la angrenajul cilindric cu dantură dreaptă. Astfel, relația tensiunii maxime de contact stabilită pentru angrenajele cu dantură dreaptă, în polul angrenării (v. rel (1.13)), va fi aplicată angrenajului echivalent, anumiți termeni având indicele n, și prin înlocuirea acestora cu cei ai angrenajului real se obține relația de determinare a tensiunii de contact pentru angrenajul real.
Relația (1.13), scrisă pentru angrenajul echivalent, este
obține, având în vedere relațiile tgawn= tgawtcosb și cosancosb = cosatcosb, relația pentru angrenajul cilindric cu dinți înclinați
(1.39), se
de calcul
Pentru dimensionare, ca și la angrenajele cilindrice cu dantură dreaptă, se înlocuiește
= Yaaw, b = min(b1, b2) = b2, rezultând
Calculul la solicitarea de încovoiere
Calculul dinților roților dințate cu dantură înclinată la solicitarea de încovoiere se efectuează considerând că dintele aparține roții echivalente, caracterizată prin numărul de dinți zn, modulul mn și coeficientul deplasării de profil xn.
Relația (1.24), scrisă pentru angrenajul echivalent, este
Înlocuind termenii awn (1.36), Tn1 (1.39), un (1.37), zn1 (1.34) și bnF (1.29), se obține relația de calcul a tensiunii de încovoiere a dintelui înclinat al pinionului, respectiv al roții
40 Transmisii mecanice
relație folosită pentru calcule de verificare a unor angrenaje existente, în care Y este factorul înclinării dinților pentru solicitarea de încovoiere și ține seama de faptul că distribuția sarcinii pe lungimea liniei de contact este favorabilă solicitării de încovoiere (v. fig.1.25 și comentariul).
Tensiunea de încovoiere a fost stabilită considerând că dintele calculat aparține roții echivalente, situație în care factorii YSa1,2 și YFa1,2 se vor alege în funcție de zn1,2, respectiv xn1,2.
De regulă, se calculează tensiunea sF1, cu relația (1.44), tensiunea sF2 determinându-se cu relația
Pentru dimensionare, în rel. (1.44) se înlocuiește b = Yaaw, b = min(b1, b2) = b2 explicitează distanța dintre axe, obținându-se
și se
(1.46)
FORȚE ÎN ANGRENAJELE CILINDRICE CU DINȚI DREPȚI ȘI ÎNCLINAȚI
Angrenajele transmit sarcina prin contactul direct dintre dinții roților, între care apar forțe de interacțiune, normale la profilele dinților, egale și de sens contrar. Forțele normale Fn se consideră aplicate în polul angrenării C, la mijlocul lățimii roții, pe cilindrii de rostogolire.
Pentru calculul arborilor și a lagărelor care susțin roțile dințate, este necesară cunoașterea acestor forțe și în majoritatea cazurilor a componentelor acestora: tangențială Ft, tangentă la cercul de rostogolire; radială Fr, perpendiculară pe axa roții; axială Fa, paralelă cu axa roții (apare numai la angrenajele cilindrice cu dantură înclinată, la angrenajele conice și la cele melcate).
Componenta tangențială, pentru toate tipurile de roți, se determină cu relația
în care T reprezintă momentul de torsiune la arborele roții considerate, iar dw – diametrul cercului de rostogolire al roții respective. Componentele radiale și
Fig.1.29
axiale se determină pentru fiecare tip de angrenaj în parte.
1.8.1. Forțe în angrenajul cilindric cu dinți drepți
În acest caz, forța de interacțiune normală Fn, orientată după direcția liniei de angreanre T1T2 (fig.1.29), se descompune în două componente: o componentă tangențială Ft, determinată cu relația (1.47), și o componentă radială Fr, determinată cu relația
Între forțele care acționează asupra celor două roți ale angrenajului, există relațiile |Ft2| = |Ft1|, |Fr2| = |Fr1|, |Fn2| = |Fn 1|, calculându-se numai forțele care acționează asupra pinionului (Ft1, Fr1 și Fn1).
Sensul forțelor tangențiale se stabilește în funcție de rolul roții (conducătoare sau condusă) și de sensul de rotație, astfel (v. fig.1.29):
la pinion, Ft1 fiind forță rezistentă se opune mișcării și are sens invers sensului de rotație;
la roata condusă, Ft2 este forță motoare și are același sens cu sensul de rotație.
Sensul forțelor radiale este dinspre polul angrenării spre centrul fiecărei roți (v. fig. 1.29).
Forțe în angrenajul cilindric cu dinți înclinați
tangențiale Ft, relația (1.47), din fig.1.30 se stabilesc relațiile pentru determinarea celorlalte forțe:
Fig.1.31
Între aceste forțe există relațiile: |Ft2| = |Ft1|; |Fr2| = |Fr1|; |Fa2| = |Fa1|; |Fn2| = |Fn1|.
Sensul forțelor tangențiale și radiale se stabilește la fel ca în cazul angrenajelor cilindrice cu dinți drepți.
Sensul forțelor axiale depinde de sensul de rotație, de sensul înclinării dinților și de rolul roții în cadrul angrenajului (conducătoare sau condusă). Modul de stabilire a sensului forțelor axiale este prezentat în fig.1.31 și are în vedere faptul că forța axială Fa provine din descompunerea forței Ftn
(v. fig.1.30), perpendiculară pe direcția dintelui și, deci, dacă se cunoaște sensul forței tangențiale Ft, rezultă sensul forței axiale Fa (de aceeași parte a dintelui).
Exemple de determinarea a sensurilor forțelor din reductoare cilindrice cu două trepte, cu dinți înclinați în ambele trepte, sunt prezentate în fig.1.32 – pentru reductorul cilindric obișnuit și în fig.1.33 – pentru reductorul cilindric coaxial.
Fig. 1.33
CAPITOLUL 3. TEHNOLOGIA FABRICĂRII PRODUSELOR
3.1. Analiza constuctiv funcțională a reperului (piesa)
Modelul SF68VF4 de foraj cu patru coordonate de găurit-găurit, a găsit o aplicație largă în producerea uneltelor, experimentale și cu volum redus. Este echipat cu axuri orizontale și verticale, care asigură prelucrarea pieselor din toate părțile, precum și alezaj coaxial al găurilor fără montaj în lucru. Accesoriile suplimentare sub formă de capete mici de unghi și cu formă de modelare permit prelucrarea în locuri greu accesibile, precum și caneluri dreptunghiulare și în formă. Prezența unei șine transversale de susținere în proiectarea mașinii asigură prelucrarea productivă prin tăietoare cu disc și în formă. Studenții Departamentului Inginerie Mașini și Mecanică Aplicată Khmelnitsky AV și Osipov VI au dezvoltat un model 3D al mașinii SF68VF4 [1, 2], care este prezentat în galeria Concursului „The Future Aces 3D Computer Simulation”, susținută de ASCON grup de companii în anii 2013 și 2015. Modelul 3D este format din 2.640 de modele de piese și ansambluri și este prezentat în Fig. 1.1. Capul ax al mașinii (figura 1.2) se compune din: carcasă magistrale de fier сasting ; bloc cu ax cu mecanism de prindere automată, arbore cu came, care transmite rotirea pe axul orizontal sau vertical cu ajutorul mecanismului de schimbare automată a dispozitivului; o cutie de viteze cu două viteze condusă de un mecanism de schimbare cu acționare hidraulică; unitate de alimentare; dispozitiv de alimentare cu lichid de răcire către zona de tăiere; senzori electrici și optoelectrici care controlează poziția capului axului și mecanismele acestuia, precum și o serie de alte componente și componente care asigură funcționarea normală a capului axului de la dispozitivul CNC. Secțiunea transversală a capului axului orizontal în 3D este prezentată în Fig. 1.3.
Model 3D model de mașină centru model SF68VF4 (A se vedea figuri din Anexă
Fig. 1.2. Model 3D al capului axului
Fig. 1.3. Model 3D de secțiune transversală pentru capul axului SF68VF4
În procesul de creare a proiectului mașinii SF68VF4, au fost realizate diverse modele solide ale pieselor mașinii (Fig. 1.4).
Fig. 1.4. Modele 3D de piese pentru mașini SF68VF4: a – placă de blocare a capului de mare viteză; b – angrenaj cu conic spiral tăiat circular; c- suportul transmisiei șurubului și piuliței; d – ciotul arborelui angrenajului
Rotirea axului (figura 1.5) se realizează după cum urmează: de la motorul electric prin curea poli-V la o cutie de viteze cu două viteze, de pe arborele de ieșire al cărui mișcare este transmisă cuplajului capului axului vertical sau capete de ax formate. O altă opțiune este transferul pe angrenajul condus al unui ax orizontal cu viteză de rotație de 20 … 4000 min- 1.
Fig. 1.5. Cinematica capului axului în 3D Imaginea fotorealistică a capului axului orizontal creează o anumită estetică tehnică și afectează competitivitatea constructului (figura 1.6)
Fig. 1.6. Imagine photorealistic a capului axului orizontal arbore este montat pe două suporturi de pe rulmenți cu bile de contact unghiular cu preîncărcare duplex în cadrul schemei „tandem-O“ (Figura 1.7). Suportul frontal folosește rulmenți din seria ușoară2-446113 GOST 832-78 cu unghiul de contact α = 260. Inelele exterioare ale acestor rulmenți se montează față în față cu capete opuse. Tipul de conexiune „tandem” este caracterizat prin capacitatea de a rezista la sarcini unidirecționale mari axiale. Mărimea sarcinii radiale și rigiditatea radială depind de valoarea de preîncărcare. La montarea unei astfel de conexiuni, este strict necesar să se verifice coincidența unghiurilor de contact α. Pe suportul de coadă sunt montate două rulmenți cu bile de contact unghiulare duplex din seria ușoară seria 2-446112 de GOST 832-78.
Fig. 1.7. Arborele cu suporturi în 3D Pentru o procedură mai eficientă a analizei pentru fabricabilitate, se realizează animarea nodurilor axului pentru modelul de mașină SF68VF4 (Figura 1.8)
Fig. 1.8. Animația nodurilor fusului În cazul general, această schemă de construcție (figura 1.3) ar trebui considerată ca un fascicul stativ indeterminat pe patru rulmenți ( bearingsupport ), care în comun au respectare liniară și unghiulară. Pentru a reduce raportul dintre forța de muncă și producție, este suficient să înlocuiți corect rulmenții duplex cu un singur suport, trecând la o schemă de proiectare cu doi rulmenți [3–6]. Modelul 3D al fusului orizontal pentru capăt este prezentat în Fig. 1.9
Fig. 1.9. Fusul orizontal pentru model 3D
3.2 Stabilirea semifabricatului și a procesului optim de realizare (turnare-matrițare)
În cazul general, această schemă de construcție (figura 1.3) ar trebui considerată ca un fascicul stativ indeterminat pe patru rulmenți (suport – rulment), care în comun au respectare liniară și unghiulară. Pentru a reduce raportul dintre forța de muncă și producție, este suficient să înlocuiți corect rulmenții duplex cu un singur suport, trecând la o schemă de proiectare cu doi rulmenți [3–6]. Modelul 3D al fusului orizontal cu cap de cap este prezentat în Fig. 1.9 Pentru modelarea și calcularea eficientă a stării de eforturi, ținând cont de conformitatea unghiulară a suporturilor, utilizăm modulul analizei complexe a structurii tridimensionale APM Structura3D [7], care este integrat în CAD KOMPAS-3D ca modul FEM ARM [8]. În procesul de modelare în mediul APM Structura3D, este creat un model „cadru de sârmă” al axului cu construcție de arbore (Figura 1.10). Limitele elementelor tijei din acest cadru sunt determinate de nodurile în acele puncte în care se aplică sarcina sau se modifică rigiditatea la îndoire a secțiunii transversale. Fiecare tijă are dimensiuni specifice și este conectată prin intermediul nodurilor cu restul tijelor de construcție.
Fig. 1.10. Model de structură de sârmă orizontală
Pentru a calcula acest proiect, este necesar să se precizeze suplimentar: – secțiuni transversale pentru fiecare dintre tije; – suport pentru construcția creată, determinând poziția sa în spațiu; – sarcini externe care acționează asupra construcției; – parametrii materiali ai elementelor de construcție. Particularitatea atribuirii sprijinului este posibilitatea de a combina într-un singur suport: restricții rigide și elastice, fiecare dintre acestea fiind obiecte complet diferite. Acestea vor funcționa împreună în cazul în care operează pe direcții diferite ale sistemului de coordonate din nod. Pentru proiectarea proiectată, sunt permise deplasările de-a lungul direcției forțelor Py (axa z), Fr (restricție elastică) și rotirea în jurul axei z. În modul de menținere a lucrului, prin includerea indicatorului în câmpurile de deplasare în direcția axei, trebuie să setați restricțiile de deplasare în direcția axelor x și y, precum și rotirile în jurul acelorași axe. Calculul în mediul APM Structura3D permite să estimeze imaginea completă a stării de solicitare a arborelui în oricare dintre secțiunile sale, inclusiv estimarea sarcinii, factorii de putere etc. Acestea sunt prezentate în elementul de meniu "Rezultate". În Fig. 1.11 câmpul de deplasare este caracteristic pentru o operație tipică de plictisire efectuată pe o mașină cu mai multe operații SF68VF4 sunt reprezentate.
Fig. 1.11. Schema de deplasări a unității axului Deplasările maxime în partea de consolă a nodului cu alocație pentru deplasările unghiulare sunt ymax = -0 , 0285 mm; θmax = 0,000768 rad. Analiza rezultatelor obținute permite alegerea celor mai bune soluții de proiectare, lucrând cu sarcini diferite și combinațiile acestora. În același timp, este posibil să se proiecteze construcții care sunt similare cu rezistența deplină după criteriul rigidității.
Cap ax vertical Prezența unui ax vertical și o masă orizontală rigidă face posibilă utilizarea pe deplin locul de lucru la prelucrarea pieselor mari cu o dimensiune de 1000 x 500 x 500 mm. Capul vertical este atașat de capul axului cu patru șuruburi și este centrat cu doi ace conice și mânecile. Cursa maximă a pinolei este de 90 mm. Prinderea pinolei se realizează pe patru laturi, folosind sectoare de prindere prin rotirea mânerului. Pentru modurile de funcționare a puterii, blocarea pinolei cu un dispozitiv de fixare a știftului dințat se aplică în pasul raftului – 4.166 mm. Datorită prezenței canelurii în formă de T în placa adaptorului, capul se rotește 900 în ambele direcții. Capul se montează în poziția dorită de un știft. Pentru o precizie a montării capului într-o poziție verticală, se utilizează un arbore de control și un indicator de indicator. Acest arbore a fost introdus și fixat în conica internă a fusului. Prinderea și decuplarea sculei se realizează printr-un mecanism hidrofizat fixat pe secțiunea din spate a axului. Instrumentul este fixat în axul de lucru de un pachet de discuri cu arc. În consecință, prinderea se realizează mecanic, iar scula rămâne fixată chiar și în cazul unei defecțiuni hidraulice. Deblocarea are loc atunci când se aplică presiune pe camera cilindrului cu un ax fără rotire. În timpul decuplarii, rulmenții axului sunt descărcați din forța necesară pentru comprimarea pachetului de discuri cu arc, ceea ce asigură precizia și durabilitatea rulmenților. Modelul 3D al capului axului vertical este prezentat în figura 1.12, a; b. Arborele vertical este montat într-un manșon care are mișcare în carcasa care primește rotația printr-o pereche de angrenaje conice și un ambreiaj cu came.
Fig. 1.12. Model 3D al capului axului vertical: a– vedere generală; b – secțiunea Arborele vertical este montat pe două suporturi (figura 1.13): – suport inferior – rulmenți cu bile de contact angulare duplexed 2-446112 GOST 832-75 dintr-o serie deosebit de ușoară de diametre 1, se montează conform schemei "tandem" cu preîncărcare PN = 390 N. asigură fixarea axului și carcasei pe direcția radială și axială; – suport superior – rulment cu bile unic de contact 2-446111 GOST 831-75 montare cu preîncărcare PN = 370 N.
Fig. 1.13. Ax vertical cu suporturi
Capul axului unghiular Modelul 3D al capului axului unghiular (fig. 14, a, b) din CAD KOMPAS-3D a fost creat pentru a analiza operativitatea proiectării, pentru a selecta varianta optimă de design și pentru a o studia folosind elementul finit metodă.
Fig. 1.14. Capul unghiular al modelului mașinii SF68VF4: a – vedere generală; b – secțiunea Capul unghiular al mașinii SF68VF4 permite extinderea capabilităților tehnologice ale mașinilor de frezat-găurit. Capul unghiular este utilizat pentru prelucrarea suprafeței de intrare și caneluri situate în zone greu accesibile de pe planul piesei de prelucrat . Implementează prelucrarea cu performanțe ridicate la viteze ale arborelui până la 4000 min-1, cu posibilitatea unui unghi de rotație a fusului de 3600 în planul orizontal. Mișcarea de la axul vertical la axul capului unghiular se transmite printr-un angrenaj conic. Cea mai caracteristică operație efectuată cu ajutorul capului unghiular este frezarea planurilor, canelurilor și adânciturii
suprafață de un frezor de moară. Acest tip de cap este echipat cu un set de freze de capăt cu un diametru în intervalul 3 … 25 mm. Arborele capului unghiular este montat pe două suporturi (figura 1.15): – rulment frontal 3182108 – role cu două rânduri radiale cu role cilindrice scurte, cu gaură conică și umeri pe inelul interior. Direcția încărcărilor percepute este radială. Permiteți reglarea spațiului radial. Rulmentul corespunde standardului GOST 7634-75. – spate: – rulment 246205 – rulmenți cu bile de contact unghiulare duplex, ale căror inele exterioare se montează față în față cu capete largi, unghiul de contact α = 26ș. Direcția încărcărilor percepute este radială și axială în ambele părți. Rulmentul fixează arborele și carcasa în ambele direcții axiale și asigură o fixare unghiulară a arborelui mai rigidă decât rulmentul corespunzător 346205. Rulmentul corespunzând standardului GOST 832-78.
Fig. 1.15. Axele capului unghiular cu suporturi
Analiza complexă de inginerie a stării de încordare a tensiunii axului pentru mașina SF68VF4 (Figura 1.16, a) este realizată cu ajutorul modulului APM FEM [8]. Acest modul este echipat cu generatorul de plasă cu element finit inclus în biblioteca CAE, care implementează soluții de inginerie prin metoda elementului finit (FEM). În procesul de proiectare, fixarea se realizează pe suporturile din față și din spate, iar sarcinile aplicate sunt setate (figura 1.16, b); fețele coincidente sunt determinate (pentru analiza FE a ansamblului); generarea ochiurilor de plasă se realizează (figura 1.16, c) folosind metoda MT Frontal (cu procesor multi-core); calculul și vizualizarea rezultatelor sub formă de hărți de stres și deplasări. În procesul de analiză FEM, este posibilă evaluarea și analizarea descompunerii pentru diferite valori ale adâncimii de vizualizare (Figura 1.16, d).
Fig. 1.16. Proceduri pentru metoda elementului finit: un model –3D al axului: b – suporturi și sarcini care acționează pe ax; c – plasă cu element final; d- adâncimea de veder
În mediul modulului FEM APM, toate acțiunile de mai sus au fost implementate și obținute: – câmpuri de solicitări echivalente în funcție de Misses (a patra teorie a puterii), prezentate în figura 1.17; – câmpuri de deplasare (figura 1.18) pe setul secțiunilor transversale ale axului; – factorul de siguranță împotriva randamentului (figura 1.19). Mai jos este prezentat protocolul de calcul din APP FEM (figura 1.20).
Fig. 1.17. Starea tulpinii fusului
Fig. 1.18. Deplasare liniară totală
Fig. 1.19. Factorul de siguranță împotriva cedării Informații despre sarcini
Modelarea 3D a vertical lemnul mașină model SVM1F4 Ca obiect de simulare, o specialitate cu multe acțiuni mașină cu CNC de tip a doua dimensiune pentru un grup de alezat frezat de foraj bazate pe modelul SVM1F4 este considerat. Mașina poate prelucra planuri verticale, orizontale și înclinate, suprafețe în formă, găuri, caneluri cu diferite metode tehnologice. În proiectarea mașinii CNC, există componente specifice, cum ar fi o unitate hidraulică pentru poziționarea precisă a axului și un cap special de ax care implementează mișcarea principală de modelare. Unitatea de acțiune a mișcării principale utilizează o unitate de reglare bazată pe un motor cu curent continuu și un convertor de tensiune tiristor . Pentru manipularea automată a pieselor și instrumentelor de tăiere de diferite dimensiuni și forme, această mașină folosește un echipament modular suplimentar și, în special, un platou, care permite realizarea unui număr mare de operații tehnologice diferite, fără a fi necesară remontarea pieselor . Mașina este echipată cu un sistem automat de lubrifiere dozat cu „ Tribon de tip“ pentru simplu glisiere transmisii, echipajului și piuliță și rulmenți ai grupului ax. Modelul 3D al mașinii [9, 10] în CAD KOMPAS-3D a fost creat pentru a analiza operabilitatea de proiectare și pentru a selecta versiunea optimă a proiectului de specialitate cu multe acțiuni SVM1F4 model de mașină CNC, care a echipat cu un schimbătoare automate de scule construcție și un tabel rotativ (figura 1.21). Modelele solide ale detaliilor pentru diverse noduri ale mașinii sunt prezentate în figura 1.22.
Lanțurile cinematice care realizează execuția operațiunilor tehnologice sunt prezentate în figura 1.23. Oferirea unui anumit nivel de precizie și rezistență la vibrații al mașinilor este asociată cu analiza și determinarea rigidității și conformității acestora. Evaluarea echilibrului rațional al conformității mașinii este o sarcină reală și poate fi ca un criteriu de optimizare în determinarea rigidității statice a pieselor de bază și a proiectului în ansamblu. Astfel, deformațiile capului axului mobil al mașinilor de frezat și multioperaționale pot fi de până la 70% din total.
Modelul 3D al acestui ansamblu de formare pentru a evalua rigiditatea capului axului pentru mașina SVM1F4 este dezvoltat (figura 1.24) [9]. Designul capului axului este prezentat în secțiunea (figura 1.24, a), iar redarea acestuia în modulul de redare artizanală din figura 1.24, b. Rulmentul cu role conice cu două rânduri de precizie din suportul inferior al axului este montat. Acest suport percepe sarcini axiale radiale și bilaterale și se caracterizează printr-o sarcină radială admisibilă de 1 , de 7 ori mai mare decât cea a rulmentului cu un singur rând. În plus, oferă o rigiditate crescută a suportului. Analiza complexă de inginerie a stării de tensiune a axului mașinii este realizată cu ajutorul modulului FEM APM [7, 8] care a echipat un generator de plasă cu element finit inclus în biblioteca CAE, care implementează soluții de inginerie cu FEM. În procesul de proiectare se realizează fixarea suporturilor superioare și inferioare și a sarcinilor aplicate. Fețele coincidente sunt determinate (pentru analiza CE a ansamblului); grila este generată de metoda MT Frontal; calculul și vizualizarea rezultatelor sub forma hărții de stres și a hărții deplasărilor este efectuată. În cadrul mediului APM FEM, toate acțiunile de mai sus sunt implementate și obținute: – câmpuri de eforturi echivalente în funcție de Misses (a patra teorie a puterii), prezentate în Fig. 1.25, a; – câmpul de deplasare (figura 1.25, b) pe setul secțiunilor transversale ale axului.
Masă rotativă În condițiile de producție, un număr tot mai mare de tip dimensiune și o schimbare constantă în configurația pieselor prelucrate, se promite să se proiecteze și să producă o riglă pentru mesele rotative echipate cu acționări hidromecanice [11]. Masa rotativă controlată este realizată sub forma unei unități independente, montată pe masa mașinii în două poziții cu axă verticală și orizontală, în funcție de locația suprafeței de tratat. În CAD KOMPAS, a fost construit modelul 3D al unui tabel rotativ format din mai mult de 300 de piese (figura 1.26) [12]. Tabelul este format dintr-o carcasă în care există o pereche de viermi care transmite mișcarea de la motorul cu cuplu mare la nodul executiv – placa de față (Fig. 1.27, a). Masă rotativă controlată realizată cu ajutorul aparatului CNC prin inductosyn circular PUI-18A. Rotația plăcii circulare cu un unghi dat este controlată de un senzor optic montat pe axa verticală a placii turnante. Fixarea pieselor pe masa rotativă se face de-a lungul canelurilor în formă de T. Schimbarea vitezei de lucru a plăcii rotative a mesei se face fără probleme în intervalul 0 , 1 până la 3,5 min-1; mișcarea accelerată este de 6,5 min-1. În cazul unui tabel rotativ cu axa orizontală, se folosește un suport pentru coada pentru sprijinirea părții cantilerated.
Pentru claritate, elementele de angajare – relația dintre razele a1 r și r02 ra1 , ( 0 , 2 m – clearance radial), nu sunt date în proporțiile care au loc în transmisiile reale (valorile u iar 1 ar fi practic indistinguibil). Cunoscute sunt: 0,5 (2) ra1 m q – raza vârfurilor virajelor se transformă; [0,5 (2) 0,2] r0 2 ra1 m q – raza arcului de cerc care delimitează vârfurile dinților roții în secțiunea axială; 1,5 0,75 (2) b2 ra1 m q – lățimea jantei roții de vierme; (m și q este modulul și coeficientul diametrului viermelui).
Ca urmare, din O O O 2 1, unde sunt cunoscute cele două părți – a1 r și 02 r și unghiul între ele, există deplasarea necesară a viermei:
Calculele privind dependența (1.1) pentru angrenajele cu vierme cu parametri de angrenare diferiți au arătat că u / d1 0,02 … 0,03, adică pentru a forma un angajament fără gol, este suficient să se prevadă posibilitatea de deplasare a viermei paralel cu axa roții cu o cantitate u egală cu 2 … 3% din diametrul pasului său 1 d. În mod natural, viermele trebuie să fie într-o poziție deplasată sub acțiunea sarcinilor externe. Cu o anumită direcție a forței circumferențiale asupra viermului, viermele va tinde să revină la poziția neschimbată (imaginea punctată în figura 1.28). Acest lucru va duce la o degajare în plasă, ceea ce va încălca precizia de sincronizare a rotației pentru vierme și roată. Pentru a contracara această deplasare, arcurile de compresie pot fi montate pe suporturile culisante ale arborelui de vierme. Forțele arcurilor F p sunt calculate din condiția de echilibru a sistemului de forțe prezentat în fig. 1.30. Prin starea forțelor de echilibru: 2 FП G FT1 , de unde FП (FT1 G) / 2, H. După transformările, obținem
Coeficientul de suprapunere a angrenajului de vierme S în mijlocul planului de capăt al roții; (x– este coeficientul de deplasare al viermilor)
În plasa APM FEM este construită o plasă cu elemente finite (Fig. 1.34, a), cu un număr de 11515 de elemente finite și un număr de noduri pentru elemente de tijă mai mari de 3000 [7]. În sistemul APM FEM, fiecare element de tijă finală include două noduri care au 6 grade de libertate. Interacțiunea elementelor finite între ele se realizează prin nodurile lor, ținând cont de care se formează o matrice de rigiditate. Soluția acestei matrice este redusă la rezolvarea unui sistem de ecuații algebrice. Soluția comună a sistemului de ecuații este valorile de deplasare (figura 1.33, b) și valorile de tensiune (figura 1.33, c). Calculul elementelor tijei se realizează cu ajutorul tuturor concentratorilor de efort. Aceasta permite determinarea mai precisă a valorilor efectelor de solicitare.
Fig. 1.33. Rezultatele stării de angrenare a viermei: a – plasă cu element finit; b – câmpuri de stres; c – câmpuri de deplasare Modelele 3D obținute ale centrului de mașini și principalele noduri ale acestuia sunt prezentate la concursul internațional „Viitorii Asi ai Modificării 3D de Calcul”, realizat de grupul de companii ASCON (octombrie 2014). Proiectul prezentat a devenit medalia de argint a acestui concurs. Primite trei brevete pentru modelele de utilități: – Nr. 95715 UKRPATENT „Angrenaj fără vierme”; – Nr. 99664 UKRPATENT „Masa rotativă a mașinii de tăiat metal” – Cererea pentru invenție este depusă și 2015 04681 UKRPATENT „Masă rotativă”.
3.3. Stabilirea elementelor sistemului tehnologic (cuțite de strunjit și freze)
Axe, rulmenți, roți dințate, ulei / unsoare: toate componentele esențiale în funcționarea cu succes a unei cai putere fracționată motoreductor . În timp ce acestea sunt considerate „componentele de lucru” ale unui reductor pentru cutia de viteze, rămâne o parte vitală care are datoria de a le ține pe toate: carcasa reductorului. Trebuie pus accentul pe designul carcasei reductorului, astfel încât cel mai bun material și tehnologie este ales pentru o anumită aplicație.
ALUMINIU BILLET
Disponibil într-o varietate de forme extrudate în două dimensiuni, inclusiv rotunde, hexagoane, pătrate și dreptunghiuri, aluminiul de billet este utilizat în mod obișnuit în procesul de prototipare sau când utilizarea anuală a pieselor este scăzută. Aluminiul Billet are un grad ridicat de flexibilitate de prelucrare, dar necesită prelucrare mult mai mult decât o piesă din aluminiu turnat.
Pro: opțiuni flexibile de prelucrare pentru prototipuri și piese cu volum redus; timpi scurti de plumb, deoarece nu este necesară scule; precizie dimensională ridicată datorită prelucrării tuturor caracteristicilor; nicio porozitate internă care ar putea provoca scurgeri de ungere; fără costuri avansate de instrumentare; spre deosebire de piesele turnate, nu este necesară nicio tiraj pentru niciuna din caracteristicile piesei.
Contra: costuri ridicate ale materialului și forței de muncă datorită creșterii prelucrării și incapacității de a scoate din zonă neutilizate; greutate parțială probabil să fie mai mare.
SAND ALUMINIU
După cum sugerează și denumirea, pentru procesul de turnare a nisipului este necesară o singură matriță de nisip (care este reciclată ulterior în forme noi). În timp ce aluminiul este de obicei utilizat pentru reductorii cutiei de viteze, mai multe alte materiale pot fi turnate cu nisip, cum ar fi fierul, bronzul și alama. Turnarea cu nisip are un grad ridicat de flexibilitate în proiectarea pieselor cu o investiție scăzută în unelte. Cu toate acestea, caracteristicile de turnare au un grad scăzut de precizie care necesită un stoc de prelucrare crescut în timpul procesului de turnare.
Pro: opțiuni flexibile de proiectare a turnării pentru a reduce materialul și greutatea; porozitate internă scăzută; investiții scăzute în instrumente (3000 – 10.000 USD); bun pentru volume mici.
Contra: rugozitate mare a suprafeței; cel puțin 1/16 ”material de prelucrare necesar pentru realizarea caracteristicilor critice; mai dificil de fixat în timpul procesului de prelucrare; cost de piesă mai mare decât alte procese de turnare.
ÎNCĂRCARE PERMANENTĂ DE ALUMINIU
În loc să folosești o matriță de nisip care este folosită o singură dată; turnarea permanentă din aluminiu se folosește o matriță reutilizabilă produsă din metal. Deși complexitatea pieselor poate să nu fie la fel de ridicată ca turnarea cu nisip, turnarea permanentă a matriței este favorabilă utilizării ușor mai mari a pieselor pentru a scădea prețul piesei.
Pro: bine pentru volumele mijlocii până la mari, deoarece prețul piesei este mai mic decât turnarea nisipului; finisare îmbunătățită a suprafeței peste turnarea cu nisip; porozitate internă scăzută; este necesar un stoc mai puțin de prelucrare față de turnarea cu nisip.
Contra: dimensiunea piesei și geometria mai limitate decât turnarea cu nisip; cost de scule mai mare (5.000 – 20.000 USD) decât turnarea cu nisip (dar mai mic decât alte tehnologii de turnare).
MURI ALUMINIU SAU ZINC
Atunci când aveți nevoie de o carcasă reductor pentru cutii de viteze care are o utilizare anuală mare, poate fi răspunsul din aluminiu turnat sau zinc. Turnarea sub presiune poate produce piese cu secțiuni de perete mai subțiri, toleranțe mai strânse și finisaje mai fine ale suprafeței decât nisipul sau turnarea permanentă a matriței. Prețul piesei este de asemenea mai mic, dar matrițele (turnările) sunt mult mai scumpe, ceea ce face ca acest proces să fie potrivit pentru volume mari.
Pro: toleranțe mai strânse, finisaje mai netede ale suprafeței și secțiuni de perete mai subțiri decât nisipul sau turnarea permanentă a matriței; preț mic de piesă potrivit pentru volume mari; viață de moarte lungă (100.000+ împușcături).
Contra: scule scumpe (~ 20.000 USD +), făcând turnarea matriței să nu fie la fel de potrivită pentru volume mici; porozitate internă ridicată limitând cantitatea de material de prelucrare, deoarece pot apărea căi de scurgere.
MOLDING INJECȚIE MAGNESIUM (THIXOMOLDING)
Capabil să producă piese la toleranțe care ar putea să nu necesite nicio post-prelucrare, formarea prin injecție de magneziu poate fi o soluție bună pentru carcase reductoare de mare precizie. Se pot realiza secțiuni de perete chiar mai subțiri și mai puțin poroase decât turnarea sub formă de matriță. Cu toate acestea, din cauza costurilor de scule foarte scumpe, modelarea prin injecție cu magneziu nu este de obicei potrivită pentru piese cu volum redus.
Pro: toleranțe mai strânse și secțiuni de perete mai subțiri decât turnarea sub presiune; potrivit pentru volume mari; greutate foarte ușoară a părții; viață de moarte lungă (150.000 – 500.000 de împușcături); magneziul poate fi prelucrat în continuare dacă sunt necesare toleranțe și mai strânse.
Contra: costurile de scule extrem de scumpe (~ 100.000 USD +), ceea ce face ca modelarea prin injecție cu magneziu să nu fie adecvată pentru volumele mici sau chiar de nivel mediu.
În timp ce tehnologiile enumerate mai sus sunt utilizate în mod obișnuit pentru diferite tipuri de carcase reductoare cu putere de putere, există mai multe variante ale acestor tehnologii , împreună cu tehnologii complet diferite. Groschopp are experiență cu tehnologiile de carcasă menționate și poate apela la experiența sursei sale de aprovizionare diverse pentru a proiecta și crea o carcasă reductor pentru cutii de viteze care să răspundă cerințelor practic oricărei aplicații.
Cazul carbonizat și călite Oțelul folosit este de obicei un aliaj de oțel carbon puternic, redus, care după tăierea dinților, este supus la o atmosferă bogată de carbon. Carbonul este lăsat să se înmoaie în piele la o adâncime specificată, iar apoi angrenajul este întărit, stins și temperat. Această întărire nu numai că afectează carcasa, dar întărește și materialul de bază, dând un dinte extrem de puternic, cu o duritate de până la 60 HRC și adâncimea carcasei de până la 3 mm. Din cauza temperaturilor ridicate și a perioadelor lungi de înmuiere, angrenajele carburizate tind să sufere foarte mult de denaturare decât dacă sunt controlate, iar secțiunile trebuie lăsate „grele” și simetrice astfel încât să se reducă la minimum distorsiunea. Trebuie să se acorde atenție procedurii de fabricație a angrenajelor carburate , deoarece duritatea finală împiedică orice alte operații de prelucrare, cu excepția măcinării. Este obișnuit să pre-mașinați arbori de pinion de la stadiul de rupere prin rotirea diametrului exterior al dinților la dimensiuni și lăsând aproximativ 5 mm (în funcție de adâncimea necesară a carcasei) peste tot în altă parte. Dintii sunt apoi taiati lasand o indemnizare de slefuire. Apoi este trimis pentru carburare și recoacere, iar la întoarcere, carbonul „nedorit” este prelucrat din arborele moale. Căi și gauri cheie etc. Poate fi prelucrată și în această etapă. Componenta este apoi întărită și temperată. O alternativă la prelucrarea carbonului din porțiuni care trebuie lăsat moale este mascarea zonelor folosind o vopsea de cupru. Dezavantajul este că o zgârietură mică poate lăsa să se scurgă carbonul și poate cauza probleme în faza finală de prelucrare. Majoritatea angrenajelor sunt circulare. Pentru a transmite mișcarea lin și cu un raport de viteză care nu variază în fiecare clipă, suprafețele de contact ale dinților angrenajului trebuie să fie modelate cu atenție la un profil specific. Dacă cea mai mică dintre o pereche de viteze (pinionul) este pe arborele de antrenare, perechea acționează pentru a reduce viteza și pentru a amplifica cuplul; dacă pinionul este pe arborele acționat , perechea acționează ca un incrementator de viteză și un reductor de cuplu. Dacă angrenajul condus are de două ori mai mulți dinți decât pinionul, de exemplu, cuplul angrenajului condus este de două ori cuplul pinionului, în timp ce viteza pinionului este de două ori mai mare decât viteza antrenată.
Arborele cu care se conectează angrenajele trebuie să fie relativ apropiate, dar pot avea practic orice relație spațială unul față de celălalt; ele pot fi paralele sau neparalele și care se intersectează sau nu se intersectează. Pentru fiecare din aceste aranjamente ale arborelor, se pot face angrenaje cu capacități adecvate. Arborele paraleli pot fi conectați prin angrenaje cu dinți drepți pe lungime și paralele cu axele arborelui (angrenaje cu pinten) sau cu angrenaje cu dinți răsuciti , cu șurub (angrenaje elicoidale). Arbori de intersecție sunt conectați prin angrenaje cu dinți conicați dispuse pe conuri trunchiate (angrenaje conice). Arborii neinstrucționali, neinstruitori, sunt de obicei conectați de un vierme și o angrenaj. Viermele seamănă cu un șurub, iar angrenajul seamănă cu un sfert de secțiune dintr-o piuliță lungă care a fost îndoită în jurul unui cilindru. Cel mai obișnuit unghi între arbori neparaleli , care se intersectează sau nu se intersectează, este un unghi drept (90 °). Deoarece este practic un șurub, un angrenaj cu vierme poate avea un singur fir (dinte), în timp ce pentru a menține un contact continuu cu angrenajele arborelui paralel (pinten și elicoidal), pinionul trebuie să aibă cel puțin cinci dinți. Din acest motiv, pentru a obține un raport de viteză mare într-o singură pereche de viteze, un vierme și un angrenaj sunt potrivite. Dacă arborele trebuie să fie paralele, poate fi necesar să folosiți mai multe perechi de viteze în serie (un tren) pentru a obține un raport mare.
Strungul este o mașină foarte versatilă și importantă pentru a ști să funcționeze. Aceasta masina roteste un obiect cilindric fata de o unealta pe care individul o controleaza. Strungul este precursorul tuturor mașinilor-unelte. Lucrarea este ținută și rotită pe axa sa, în timp ce instrumentul de tăiere este avansat de-a lungul liniei unei tăieturi dorite. Strungul este una dintre cele mai versatile mașini-unelte utilizate în industrie. Cu atașamente potrivite, căptușeala poate fi utilizată pentru întoarcere, conicitate, strunjire de formă, tăiere cu șuruburi, față, dulling, plictisire , filare, șlefuire, operație de lustruire. Operațiile de tăiere se efectuează cu un instrument de tăiere alimentat fie paralel, fie în unghi drept față de axa lucrării. Instrumentul de tăiere poate fi alimentat, de asemenea, într-un unghi, în raport cu axa lucrării, pentru prelucrarea conică și unghiuri. Pe un strung, suportul nu se rotește. În schimb, fusul care ține stocul se rotește. Rachetele, centrele, trei butucii maxilarului și alte atașamente de lucru pot fi ținute în ax. Coada de susținere poate conține unelte pentru găuri, filetare, șlefuire sau tăiere. În plus, poate susține capătul piesei de prelucrare folosind un centru și poate fi reglat pentru a se adapta diferitelor lungimi ale piesei .
Numărul de dinți este numărul total al dinților (proiecții) în jurul întregii circumferințe a unui pinion. Pentru pinioanele cu foarte puțini dinți este ușor să numărați pur și simplu numărul de dinți. Cu toate acestea, pentru pinioanele cu un număr mai mare de dinți, încercarea de a număra dinții poate să nu fie foarte practică sau exactă. Pentru angrenajele REV, am eliminat toate procesele din acest proces. Pur și simplu folosiți TOATE SPROCKETS (1: 1 Scala) ghid de referință la pagina 17 imprimând pagina respectivă la scară completă și apoi potriviți pinionul cu conturul corect al paginii pentru a identifica pinionul. Pitch Diameter (PD) este un cerc imaginar care este trasat de centrul pinilor lanțului atunci când pinionul se rotește în timp ce este plasat cu un lanț. Raportul diametrului pasului dintre pinioane poate fi utilizat pentru a calcula raportul de viteză, dar mai frecvent și mult mai simplu raportul numărului de dinți este utilizat pentru acest calcul. Pitch reprezintă cantitatea de diametru a pasului în centimetri pe dinte. Angrenajele cu un pas mai mare vor avea dinți mai mari. Gropile comune sunt 0,25 ”, cunoscute sub numele de # 25 și 0,375” (# 35). Sistemul de construcții REV Robotics folosește lanțul # 25 . Diametrul exterior (OD) va fi întotdeauna mai mare decât diametrul pasului, dar mai mic decât diametrul liber al lanțului. Diametrul exterior nu ține cont de diametrul suplimentar adăugat de lanț, deci nu trebuie utilizat pentru a verifica interferențele de asamblare. Diametrul de eliminare a lanțului este diametrul exterior al unui pinion cu lanț învelit în jurul său. Diametrul liber al lanțului va fi întotdeauna mai mare decât diametrul pasului și diametrul exterior. Diametrul liber al lanțului trebuie utilizat la verificarea interferențelor atunci când așezați pinioanele foarte aproape de alte structuri. Lanțul cu role este utilizat pentru a conecta două pinioane împreună și pentru a transfera cuplul. Lanțul cu role este alcătuit dintr-o serie de verigi interioare și exterioare conectate între ele pentru a forma un fir flexibil Legăturile exterioare constau din două plăci exterioare care sunt conectate de doi pini care sunt presate în fiecare placă. Pinii din veriga exterioară trec prin interiorul bucșelor goale atunci când sunt asamblate legăturile interioare și exterioare. Pinii se pot roti liber pe interiorul bucșilor. Legătura interioară constă din două plăci interioare care sunt conectate prin două bucșe tubulare care sunt presate în fiecare placă. Dintii pinionului intra in contact cu suprafata bucselor cand lantul este infasurat in jurul unui pinion. Pitch este distanța dintre centrele a doi pini alăturați. Gropile comune sunt 0,25 ”, cunoscute sub numele de # 25 și 0,375” (# 35). Sistemul de construcții REV Robotics folosește lanțul # 25 . În aproape toate aplicațiile, legăturile de lanț sunt conectate pentru a forma o buclă. În timp ce lanțul poate fi uneori achiziționat în bucle specifice de lungime, este mai obișnuit și mai economic să cumpărați lanț de picior și să realizați lungimi de buclă personalizate pentru a se potrivi aplicației. Se recomandă utilizarea unui instrument specializat, numit întreruptor, pentru a tăia lanțul în lungimile dorite pentru a preveni deteriorarea accidentală. Consultați Tabelul 1 pentru recomandări privind instrumentele. Unele modele pot necesita mai multă reducere decât este practic într-o singură etapă. Raportul de la cel mai mic pinion disponibil la cel mai mare este de 15:54, astfel încât dacă este necesară o reducere mai mare, atunci 3.6x, se pot utiliza mai multe etape de reducere în același mecanism, care se numește reducere a angrenajului compus. Există mai multe perechi de angrenaje sau pinioane într-o reducere a compusului cu fiecare pereche legată de o axă comună. Când folosiți pinioane și lanț într-o reducere cu mai multe etape, este foarte frecvent să utilizați angrenaje pentru prima etapă și apoi să folosiți pinioane și lanț pentru ultima etapă. Figura 14 este un exemplu de reducere în două etape folosind toate angrenajele, dar una dintre perechi ar putea fi înlocuită cu pinioane și lanț. Angrenajul de conducere (intrare) al fiecărei perechi este evidențiat în portocaliu.
CAPITOLUL 4. MANAGEMENTUL PRODUCȚIEI
4.1. Amplasarea strungului și a frezei
Deoarece sunt utilizate pe scară largă cu echipamente industriale, reductoarele de viteză și motoarele de viteze pot afecta semnificativ costurile de acționare. Prin urmare, ar trebui să știți cât de eficient diferitele tipuri de reductoare folosesc puterea de intrare a motorului pentru a conduce o sarcină.
Descriere: Insidepenton Com Design electronic Adobe Pdf Logo Tiny
Tipul reductorului determină eficiența
Deși eficiența reductorului poate varia ușor de la un producător la altul, modul în care angrenajele se intersectează și plasa determină în principal eficiența reductorului de viteză. Această eficiență variază între 49 și 98%, în funcție de tipul de reductor și numărul de etape de reducere pe care le conține, Figura 1 . Iată o scurtă descriere a unor tipuri comune și a eficienței relative a acestora.
Uneltele de vierme. În aceste reductoare utilizate pe scară largă, o roată cu vierme conduce o roată de vierme pentru a furniza mișcare de ieșire într-un unghi drept față de arborele motorului, figura 2 . Angrenajul cu vierme și roata de vierme au axe perpendiculare, care nu se intersectează, iar acțiunea de plasare între angrenaje are loc pe o suprafață de contact relativ mare. Această acțiune de plasare constă în principal dintr-o mișcare de alunecare care creează frecare între angrenaje.
Eficiența unui reductor de viteză cu viermi depinde (parțial) de raportul său de reducere a vitezei. Unitățile cu raport ridicat au un unghi de plumb mai mic (din elix), care determină un contact de suprafață mai mare între ele. Acest contact mai mare provoacă frecare mai mare și eficiență mai mică. Eficiențele obișnuite ale angrenajului de viermi variază de la 49% pentru un raport de 300: 1, dublu-reducere, până la 90% pentru un raport cu o singură reducere 5: 1. Din acest motiv, aceste unități sunt de obicei mai potrivite pentru raporturi scăzute.
Vierme elicoidal. Dispunerea etapelor de angrenare într-un reductor de viteză afectează de asemenea eficiența acestuia. În reductoarele de viteză elicoidale, un set de angrenaje elicoidale conectate la arborele motorului antrenează un set de angrenaje cu viermi, Figura 3 . Setul angrenajului elicoidal reduce viteza de intrare (de la motor) la setul de viermi . Acest lucru menține raportul (și dimensiunea) de reducere a angrenajului de vierme pentru a-și maximiza eficiența.
Eficiența combinată a angrenajelor elicoidale și a viermelor variază de la 79% pentru un raport de reducere a vitezei de 300: 1 la 90% pentru un raport 5: 1.
Ciot elicoidal. Ca și în cazul unităților de vierme și vierme elicoidale, arborele de ieșire de acest tip de reductor este în unghi drept față de arborele motorului, figura 4 . Și la fel ca reductorii de viteză elicoidali, un set de angrenaje elicoidale face de obicei prima reducere a vitezei.
Aici, angrenajele în formă de spirală sunt montate cu axe care se intersectează, un aranjament care reduce la minimum frecarea între angrenaje pentru a oferi 94 – 97% eficiență.
Dezavantajul principal al reducătorilor de viteză elicoidale este costul lor mai mare decât unitățile de angrenare cu viermi, în special pentru raporturi mici precum 5: 1 sau 10: 1. Dar costul adăugat este uneori compensat în unități cu raport de reducere ridicată, deoarece eficiența ridicată a acestora permite utilizarea fie a unui reductor mai mic, a unui motor sau a ambelor.
In-line elicoidal. Acești reductori de viteză sunt adesea cea mai bună valoare pentru aplicațiile în care motorul și reductorul sunt cuplate în linie cu arborele condus, Figura 5 . De obicei, eficiența lor variază între 95 și 98%, indiferent de raportul de viteză. Costul este competitiv cu reductorii de viteză cu viermi, unde distanța de centru este de 2 in. sau mai mult.
Seturile cu angrenaje elicoidale au axe paralele între dinții angrenajului și zonele de contact mici, ceea ce menține frecarea și căldura care joacă puterea.
Calcularea eficienței
Pentru a compara differerent tipuri de reductoare de viteză, mai întâi se calculează sarcina necesară pentru aplicația dumneavoastră și eficiența de reductoarelor avute în vedere.
Cerința de încărcare Cheia pentru selectarea corectă a reductorului de viteză este de a determina cuplul real sau puterea necesară pentru a conduce sarcina. Măsurați mai întâi cuplul ( lb- in.) Sau puterea ( hp ) necesară pentru a conduce sarcina la arborele său de intrare.
În continuare, înmulțiți cuplul sau valoarea de putere cu factori de service adecvați pentru a compensa condițiile de funcționare neobișnuite, cum ar fi sarcinile de șoc, oprirea și pornirea frecventă și temperatura ridicată. Acești factori de serviciu sunt, în mod normal, enumerați în cataloagele producătorilor. Asociația Americană a Producătorilor de Echipamente (AGMA) publică, de asemenea, factori de servicii pentru diferite clase de servicii în standardele lor.
De exemplu, dacă un arbore de echipament condus necesită 2 CP și este supus unor încărcări moderate de șoc, aplicați un factor de serviciu 1,4. Dacă temperatura ambiantă este cuprinsă între 100 și 115 F, utilizați un factor de serviciu de 1,15. Prin urmare:
Descriere: Motionsystemdesign Com Images Efficience Gear 1
După ce ați aplicat factorii de service recomandați pentru a compensa încărcarea și temperatura, comparați eficiența reductoarelor de viteză luate în considerare pe baza cerinței de încărcare reală.
Eficiență. Din păcate, mulți producători de reductor de viteză nu publică ratinguri de eficiență. Dacă catalogul lor listează puterea de intrare, cuplul sau puterea
cât și ca valori de ieșire comparabile, puteți calcula eficiența prin:
Descriere: Motionsystemdesign Com Images Efficience Gear 2
Dacă aveți nevoie pentru a converti valorile de putere, cuplu sau putere, pentru a face o comparație, utilizați aceste formule:
Descriere: Motionsystemdesign Com Images Efficience Gear 3
Cerință de putere de intrare
Odată ce puterea de serviciu și eficiența angrenajului sunt cunoscute, determinați puterea motorului necesară prin:
Descriere: Motionsystemdesign Com Images Efficience Gear 4
De regulă, alegeți cel mai mare motor, în exemplul nostru, un motor de 3 CP.
Consumul de energie
Descriere: Motionsystemdesign Com Mecanică Pt cheie de eficiență a angrenajului
Pentru a estima costul energiei consumate de un reductor, convertiți necesarul de putere al motorului în kW. Apoi înmulțiți această valoare cu numărul anual de ore de funcționare și cu costul local pe kW-h:
Descriere: Motionsystemdesign Com Images Efficience Gear 5
Deoarece acest calcul nu ia în considerare eficiența motorului și factorul de putere, folosiți-l doar pentru a compara consumul de energie al diferitelor reductoare de viteză, nu și combinația motor-reductor.
Cheltuieli
Eficiența angrenajului afectează atât costurile componente ale antrenării (reductorul de viteză, cât și motorul) și costurile de operare, așa cum este demonstrat prin examinarea a două tipuri comune de reductor de viteză: o unitate de angrenare elicoidală concentrică sau în linie și o unitate de angrenare cu vierme unghi drept. Ambele unități oferă un raport 60: 1 și sunt evaluate cu un factor de serviciu 1.0 pentru încărcări uniforme și temperatura normală a mediului. Acestea sunt acționate de un motor TEFC trifazat de 1.750 rpm, 230 / 460- V, trifazat.
După cum arată tabelul 1 , eficiența mai mare a reductorului elicoidal în linie permite utilizarea unui motor mai mic de ½ CP.
Costurile componente sunt prezentate în tabelul 2 . Deși eficiența angrenajelor poate reduce costurile prin utilizarea unui reductor și a unui motor mai mic, aceasta reduce, de asemenea, costurile energetice. Tabelul 3 compară costul energetic al unităților în exemplul nostru, bazat pe 4160 hr operațiune anual , la un cost de $ 0.08 / kW-h.
Eficiența mai mare a unității în linie oferă o economie de energie anuală de 143 USD în comparație cu unitatea de viermi cu unghi drept. În combinație cu costul mai mic al unității în linie de 139 dolari, economiile totale în primul an sunt de 282 dolari.
Nu orice aplicație produce aceleași rezultate. De exemplu, reductoarele de viteză cu vierme cu raporturi de până la 30: 1 sau cele cu 2 in. distanțele de centru sau mai puțin, sunt adesea o valoare mai bună decât reductoarele elicoidale. Astfel de unități cu angrenaje vierme oferă o eficiență de aproximativ 78%, comparativ cu 62% în exemplul nostru, deoarece angrenajul și roata cu viermi sunt mai mici și generează pierderi mai mici de frecare.
Beneficiu pentru mediu
Reductoarele eficiente de viteză pot realiza economii semnificative, atât în costurile componentelor de antrenare, cât și în cele de energie. Există însă un alt motiv bun pentru a le folosi: pentru a reduce riscurile de sănătate din cauza gazelor cu efect de seră din mediul nostru. Conform Departamentului Energetic din SUA, sistemele electrice industriale industriale reprezintă 1/12 din toate emisiile de gaze cu efect de seră provenite de la centralele cu combustibil fosil . Prin urmare, reducerea consumului de energie al motorului cu reducătoare de viteză eficiente va ajuta la ușurarea acestei probleme globale.
4.2 Costuri de producție
Estimarea costurilor începe în timpul fazei de vânzare a proiectului atunci când estimările furnizează informații semnificative pentru licitație și calculul contractelor. În cadrul unor proiecte complexe, domeniul de aplicare extins al proiectelor determină provocări pentru inginerii de vânzări care sunt responsabili de compilarea calculelor contractuale. Proiectele complexe sunt unice și complicate, astfel încât informațiile istorice pentru estimarea costurilor nu este disponibilă și cantitatea de expertiză tehnică necesară pentru înțelegerea proiectului este imensă. Astfel, în cadrul proiectelor complexe, estimarea costurilor de proiectare, inginerie, management de proiect și punere în funcțiune este mult mai dificilă decât într-un proiect cu un domeniu de aplicare mai restrâns. "Cu cât proiectul este mai mare, cu atât mai mare este cantitatea de lucrări de proiectare legate de acesta și, de asemenea, efectul costurilor de inginerie asupra costurilor totale ale proiectului este mai semnificativ" (controlor de proiect). Un manager de proiect are de obicei o expertiză tehnică specifică și o înțelegere profundă a acelui sector tehnic special, în timp ce competența sa tehnică legată de alte sectoare tehnice este mai restrânsă. În faza de execuție, incertitudinea proiectelor complexe cauzează probleme în procurarea resurselor de la furnizori fără contracte pe termen lung care conturează prețurile. Incertitudinea și unicitatea achiziției împiedică persoana responsabilă să evalueze costul produsului achiziționat. Astfel, el sau ea nu introduce o estimare a costurilor în sistemul ERP. Ca urmare, estimarea costului pentru întregul proiect nu mai este fiabilă, iar depășirea costurilor apare atunci când costurile achiziției sunt actualizate. Aceste situații sunt mult mai probabil să apară în proiectele complexe decât în proiectele standard, unde în mod obișnuit sunt utilizate doar produse standard și furnizori bine-cunoscuți. Datorită domeniului larg al proiectului, este foarte dificil pentru operatorul de proiect să recunoască astfel de situații. Monitorizarea și controlul costurilor În cadrul proiectelor complexe, cu domenii largi adaptate nevoilor clienților, compilarea și calcularea ofertei este mult mai consumatoare de timp și mai costisitoare decât în cazul proiectelor complexe. De obicei, proiectele complexe sunt mai mari decât proiectele standard, ceea ce înseamnă că un număr mai mic de proiecte complexe, comparativ cu proiectele standard, poate fi executat cu aceleași resurse. De aceea, de obicei este nevoie de un număr mai mic de oferte. O a doua provocare legată de controlul costurilor proiectelor complexe este utilizarea unor furnizori noi și necunoscuți. Furnizorii din țările în curs de dezvoltare, în special, au adesea probleme de a furniza calitatea preconizată cu prețul contractat, astfel încât este posibil să existe depășiri de costuri. Atunci când valoarea proiectului este mare, costurile de capital cauzate de depășirea programului sunt, de asemenea, semnificative. Cu cât este mai larg domeniul de aplicare și cu cât sunt mai mari costurile proiectului, cu atât costurile sunt mai semnificative în cazul în care proiectul se blochează cu starea în curs de desfășurare" (director general). Rezolvarea problemelor legate de domeniul larg este, în mod obișnuit, costisitoare, iar compania de caz este responsabilă pentru toate costurile, astfel încât plângerile clienților pot duce la depășiri semnificative ale costurilor. Proiectele cu un domeniu larg de aplicare necesită livrări în interiorul grupului de la diferite entități juridice din întreaga lume. Domeniul larg de aplicare necesită, de asemenea, numeroase elemente WBS. Din toate aceste motive, majoritatea managerilor de proiect și a inginerilor de proiect nu înțeleg complet structura costurilor globale a proiectului complex, ceea ce provoacă confuzii legate de costuri și depășiri ale costurilor. Mai mulți intervievați au remarcat, de asemenea, că datorită complexului tehnic provocator și complex al proiectului, actualizarea planului proiectului este o provocare pentru proiectele complexe, iar lipsa expertizei tehnice crește riscul de a cumpăra greșeli. Proiectele complexe sunt monitorizate mai mult de managementul general al proiectelor și de controlul proiectelor / afacerilor. De asemenea, directorul BC & A a declarat: "Deoarece managementul costurilor proiectelor nu este realizat la fel de activ de către angajații proiectului, funcția de control al afacerilor a avut un rol mai important în gestionarea costurilor". În practică, controlorul de proiect urmărește de obicei costurile reale ale proiectul. Dacă se înregistrează depășiri semnificative ale costurilor, el discută depășirea și motivele legate de gestionarea proiectelor. Din păcate, în opinia controlorului de proiect, amploarea unui proiect complex a creat provocări în ceea ce privește observarea și înțelegerea motivelor posibile pentru depășirea costurilor. În special, m a fost acordată o atenție deosebită controlului costurilor în cele mai dificile etape ale proiectelor: punerea în funcțiune, proiectarea și ingineria și logistica. De exemplu, angajarea angajaților este specificată de experți în domeniul tehnic respectiv, dar nu poate accelera punerea în funcțiune în legătură cu alte sectoare tehnice. În cazul proiectelor complexe, domeniile tehnice sunt strâns legate una de cealaltă, ceea ce sporește complexitatea punerii în funcțiune și crește costul total și consecințele întârzierilor programate. Recunoașterea veniturilor, analiza profitabilității și calcularea marjelor Controlul marjelor de proiect este una dintre cele mai importante funcții pentru a asigura profitabilitatea. Controlul marjelor este realizat de angajații proiectului care sunt interesați în principal de marja totală a proiectului și a segmentului de afaceri. Pentru ei, controlul marjelor este o modalitate de a controla performanța costurilor proiectului. Cu toate acestea, acestea joacă un rol vital în asigurarea calității ridicate a datelor privind costurile și marja. Acest lucru este demonstrat în mod clar printr-un comentariu al directorului general: "Pentru că lucrăm într-o organizație globală, în loc de marjele locale, suntem interesați de marjele globale ale proiectelor și ale segmentului." Cu toate acestea, managementul general este mai interesat de urmărirea profitabilității a diferitelor produse, clienți și persoane juridice. Marjele companiilor locale ar trebui calculate în mod corespunzător pentru a se asigura că contabilitatea se efectuează în conformitate cu legile și principiile contabile și pentru a asigura o impozitare adecvată. Rolul tranzacțiilor intragrup este evidențiat în special în proiectele complexe în care există numeroase sub-domenii și produsele sunt furnizate de entități juridice situate la nivel global. Este esențial pentru fiabilitatea și acuratețea calculelor de marjă să se asigure că cererile de ordine de aprovizionare, ordinele de achiziție, comenzile de vânzări și alte tranzacții intragrup sunt efectuate corect. Deoarece compania în cauză încă se confruntă cu provocări semnificative legate de tranzacțiile intragrup și actualizările planului de proiect, controlul afacerii încearcă să se asigure că tranzacțiile se fac în mod corespunzător pentru a asigura fiabilitatea datelor necesare în calculele de marjă. Aceste provocări sunt evidențiate în cazul în care în proiect se produc modificări multiple, deoarece acestea necesită adesea recalcularea prețurilor de transfer, iar tranzacțiile intragrup dintre entitățile juridice trebuie modificate în consecință. În mod ideal, aceste tipuri de schimbări ar trebui să fie evitate, dar din cauza incertitudinii în faza de definire a proiectului, acestea sunt adesea inevitabile. De asemenea, comenzile de schimbare ale clienților au de obicei o marjă mai mare decât proiectul inițial și ar trebui văzute ca oportunități de creștere a rentabilității. În cadrul proiectelor cu recunoaștere completă a contractului sau a veniturilor parțiale de livrare, principalele provocări cauzate de domeniul larg al proiectului sunt datele specifice de livrare a subdomeniilor separate. În cazul proiectelor cu recunoaștere a veniturilor bazate pe procente de finalizare (POC), problemele majore sunt legate de estimări inexacte sau de costuri introduse. Dacă estimările sau costurile introduse sunt inexacte, venitul recunoscut pentru anul (sau trimestrul sau luna) ar putea fi nerealist, ceea ce cauzează fluctuații nedorite ale veniturilor recunoscute și ale profiturilor sau pierderilor. Acest lucru împiedică prognoza profiturilor sau pierderilor companiei, ceea ce cauzează probleme pentru luarea deciziilor financiare în cadrul publicației și ar putea induce în eroare investitorii. 4.4 Setarea și eliberarea contingentelor de costuri Gestionarea situațiilor de urgență este una dintre cele mai importante funcții de gestionare a costurilor în cazul societății. "În fiecare proiect, sunt incluse în proiect un anumit număr de situații neprevăzute, iar gestionarea riscurilor implică gestionarea riscurilor, minimizarea riscurilor și costurile de eliberare a contingențelor" (director BC & A). Pentru a asigura o gestionare adecvată a riscului a proiectului, compania în cauză a implementat un instrument de clasificare a riscurilor ABC. Proiectele cu statut A sunt cele mai provocatoare, iar proiectele cu statut C sunt cele standard, cu risc minor. Contractele mai mari sunt incluse în proiectele complexe din categoria A.
Cele mai importante funcții și sub-funcții de gestionare a costurilor legate de faza de execuție a proiectelor complexe actualizează estimările costurilor proiectului, monitorizează costurile proiectului, controlează costurile proiectului, calculează și eliberează contingente specifice, calculează marjele și analizează rentabilitatea. Cele mai importante provocări bazate pe studiul nostru empiric sunt următoarele: Datorită unicității fiecărui proiect, nu există informații exacte privind stabilirea prețurilor și stabilirea unor contingente adecvate în faza de vânzare. De exemplu, costul de achiziție a serviciilor unice este greu de estimat. Prețurile de resurse pot varia în timpul unui proiect lung, ceea ce cauzează probleme pentru estimarea costurilor. În cazul proiectelor complexe, există mai multe costuri de gestionare a proiectelor și de inginerie de integrare, care sunt mai dificil de calculat pentru costurile produsului. Numeroase persoane juridice solicită calcularea marjei proprii. Profitabilitatea proiectului este dificil de calculat și necesită o stabilire a preturilor de transfer atunci când proiectul este implementat în mai multe unități de afaceri independente. • Dacă dimensiunea proiectului este mare în comparație cu organizația mamă, depășirea costurilor poate provoca provocări financiare organizației-mamă. Incertitudinea ridicată conduce la situații de urgență mari. Contingentele multiple sunt legate de diferitele WBS, astfel încât perceperea valorii totale a contingențelor este o provocare. Proiectele pe termen lung și cu valoare înaltă necesită utilizarea metodei procentului de completare (POC). Acest lucru necesită utilizarea recunoașterii veniturilor acumulate, ceea ce duce la eliberarea de contingente în timpul proiectului. Această cercetare pune în discuție provocările legate de gestionarea costurilor în proiectele complexe, caracterizate prin următoarele atribute: dimensiuni mari, complexitate, incertitudine și unicitate. Aceste tipuri de proiecte necesită un accent specific și o metodă specifică de management. Executarea proiectelor complexe creează eficient noi provocări legate de competența angajaților, forma organizațională și managementul proiectelor (Kovács & Paganelli). Complexitatea crescândă și subestimată a proiectelor este sugerată ca un motiv major pentru depășirea costurilor (Neleman, 2006; Williams, 2005). Cercetarea noastră demonstrează în mod clar faptul că complexitatea crescândă a unui proiect conduce la provocări speciale pentru funcția de gestionare a costurilor deoarece multe dintre metodele de estimare a costurilor existente sunt inadecvate pentru a face față naturii complexe și incerte a proiectelor moderne la scară largă. Deoarece proiectele complexe oferă soluții personalizate pentru a acoperi problema clientului, soluția rezultată diferă adesea în mod semnificativ de soluțiile proiectelor anterioare. Lipsa de experiență cu proiectele similare și disponibilitatea restrânsă a datelor istorice cauzează inexactitatea estimărilor. Fără experiența anterioară din proiectele similare, managerii și controlorii unui proiect nu pot anticipa când și în cazul în care există probabilitatea depășirii costurilor proiectului. Activitățile proiectelor complexe sunt de obicei distribuite geografic și că activitățile sunt desfășurate în medii nepregătite sau chiar ostile. Aceste "medii nepregătite sau ostile", în combinație cu domeniul de aplicare tehnic larg, creează provocări pentru punerea în funcțiune – care a fost, de asemenea, recunoscut ca cea mai dificilă fază de proiect în proiectele complexe ale Power Co. Potrivit celor mai mulți intervievați, domeniul de aplicare tehnic larg determină, de asemenea, provocări pentru estimarea și controlul costurilor de proiectare și de inginerie. Dificultățile de estimare a costurilor în proiecte cu un domeniu de aplicare tehnic larg sunt recunoscute . În cazul proiectelor mari, coordonarea unui număr mare de părți interesate interne și externe diferite reprezintă o provocare majoră pentru gestionarea costurilor. Creșterea numărului de furnizori creează provocări în ceea ce privește gestionarea și estimarea costurilor furnizorilor (Iyer & Jha, 2005). În cazul proiectelor complexe, în care sunt livrate domenii largi și variate, sunt necesare mai multe echipamente specializate și experți tehnici. Din moment ce producerea echipamentului și gestionarea competenței de specialitate în casă nu este eficientă din punct de vedere al costurilor, compania de caz utilizează mai mulți furnizori și consultanți în proiecte complexe. Furnizorii variază semnificativ între diferite proiecte, ceea ce sporește unicitatea proiectului. Din punct de vedere al managementului costurilor, această unicitate determină depășiri ale costurilor legate de furnizori și inginerie externă. Acest lucru este evidențiat în special în proiectele noi și unice, în care există provocări pentru estimarea și controlul nivelului de performanță și calitate care va fi realizat cu noii furnizori (Atkinson et al., 2006). Furnizorii interni pot crea, de asemenea, provocări speciale deoarece au propriile obiective și își folosesc propriile procese de calcul al marjelor și de rentabilitate. Deoarece diferitele entități juridice sunt specializate pentru a le livra o sub-scopuri și echipamente, structura organizatorică a proiectelor complexe variază în funcție de scopul proiectului. O organizație complexă și distribuită a proiectului crește complexitatea structurii costurilor, ceea ce provoacă provocări în detectarea depășirilor potențiale sau reale ale costurilor. Operațiunile intra-organizatorice au necesitat, de asemenea, calculul marjelor mai delicate și un control al costurilor mai larg. În marile organizații, fiecare entitate juridică poate avea propriile proceduri și contextul țării care stabilesc anumite reguli specifice pentru gestionarea costurilor și prețurile de transfer. Astfel, într-un proiect amplu și complex, poate fi foarte dificil să se înțeleagă și să se monitorizeze rentabilitatea globală a proiectului. În cazul în care dimensiunea relativă a proiectului este semnificativă, consecințele depășirii mari a costurilor pot, de asemenea, să afecteze în mod semnificativ profiturile societății sau chiar să pună în pericol poziția sa financiară. Deoarece proiectele integrate sunt de obicei pe termen lung și au o valoare mare, companiile sunt obligate să recunoască veniturile acestor proiecte cu decret de finalizare, cum ar fi ABC sau o altă metodă de recunoaștere a veniturilor acumulate. Obiectivul metodei procentului de finalizare este de a spori comparabilitatea situațiilor financiare ale perioadelor contabile separate . Metoda cere ca (1) calculul costurilor și situațiile financiare să furnizeze informațiile adecvate pentru calcularea fiabilă a costului proiectului și (2) procentul de finalizare a proiectului poate fi cuantificat în mod fiabil în situația financiară. Ambele cerințe sunt destul de dificile pentru a se întâlni în proiecte complexe care implică mai multe unități organizaționale. Incertitudinea ridicată și contingențele conexe complică problema deoarece recunoașterea veniturilor acumulate necesită eliberarea contingențelor de cost în timpul proiectului. 7. Concluzie Companiile de proiecte se deplasează în lanțul valoric pentru a oferi soluții integrate care combină mai multe produse și servicii personalizate cu clienții lor. Aceste proiecte de livrare mari și complexe necesită un accent specific și o metodă specifică de management. În cadrul acestei cercetări, am adoptat o perspectivă de cercetare contingentă și ne-am propus să identificăm caracteristicile relevante pentru a ține seama de proiectarea unor structuri organizaționale eficiente și abordări de management pentru gestionarea costurilor. Pe baza unui studiu de caz calitativ, am identificat mai multe provocări cu privire la precizia și performanța diferitelor funcții de gestionare a costurilor legate de mărimea, complexitatea, incertitudinea și unicitatea proiectelor. Cu toate acestea, ca un studiu de caz calitativ în cadrul unei firme și patru proiecte, aceste rezultate au dezvoltat în principal teoria. Propunem noi cercetări, bazate pe o mărime mai mare a eșantioanelor mai multor firme și proiecte și analize cantitative, pentru validarea rezultatelor noastre. Creșterea complexității și subestimarea complexității sunt motive majore pentru depășirea costurilor și întârzierile în timp în proiecte. Astfel, înțelegerea și abordarea complexității sunt domenii importante de cunoaștere în managementul proiectelor. Cu toate acestea, gestionarea proiectelor extrem de complexe este foarte dificilă și sunt necesare metode speciale de management pentru a executa cu succes proiecte complexe, ceea ce presupune că managerul de proiect are competențe specializate. Această cercetare mărește înțelegerea modului în care managementul costurilor ar trebui aplicat în contextul proiectelor complexe.
4.3 Costul tehnologic
Algoritmul pentru selectarea secvenței de sudare este demonstrat după cum urmează.
PASUL 1. Fie numarul segmentelor de sudare N. Mai întâi calculăm deformația de sudare pentru fiecare element de A = {1+, 1 -… N +, N-} separat. Aici, i + denotă că sudarea pe segmentul i (i = 1, 2, …, N) va fi efectuată de la dreapta la stânga. Luăm în considerare un grafic G cu nodul rădăcină ca un nod fals. Construiți un nod în G pentru fiecare element al lui A și alăturați-l cu nodul rădăcină. Pastrati deformatia pentru fiecare element al lui A in nodul respectiv in G. Apasîm secvența lui A într-o serie de priorități Q cu secvența avand deformarea în ordine crescătoare.
Grafic nr.3. Distribuția temperaturii
PASUL 2. Primul nod din Q, adică nodul cu deformare minimă, spun i +. Apoi construim o nouă secvență, să zicem A1 = {i + 1+, i + 1 -, …, i + N +, i + N -} (înlăturând i + A).
PASUL 3. Efectuăm sudarea pentru aceste secvențe noi. Adăugați noduri noi necesare pentru aceste secvențe noi și actualizați graficul G. Păstrați deformarea pentru fiecare secvență nouă din nodul respectiv în G. Ștergeți i + și i – de la Q și determinăm aceste secvențe noi în coada de priorități Q.
PASUL 4. Extindem G executând etapele 2 și 3 în mod iterativ, până când se găsește o secvență completă (când operația de sudare este efectuată o dată pe toate segmentele). Fie această secvență S. Atunci S este considerată secvența pseudo-optimă găsită prin metoda MLCS propusă. Pseudo-codul algoritmului este dat în Algoritmul 1.
Complexitatea timpului. Pentru cel mai bun scenariu, complexitatea de timp este 2 (N + N – 1 + N – 2 + … + 1) = N (N + 1) = O (N2), unde N este numărul de segmente de sudură. Pentru cel mai rau scenariu, complexitatea de timp 2N + 2N.2 (N – 1) + 2 (N – 1) .2 (N – 2) + … + 4.2) = care este egal cu designul factorial complet. Cu toate acestea, am constatat în experimentul nostru că complexitatea de timp este mult mai mică decât cel mai grav scenariu. Pentru experimentul nostru, în 5 segmente de sudură și 2 direcții de sudare pentru îmbinarea T cu șanțuri plate folosind simularea GMAW, am găsit secvența pseudo-optimă după 35 de configurații, în cazul în care designul factorial complet sau cel mai mic cost cu o primă căutare găsește secvența optimă după 3840 de configurații de sudare.
Grafic nr.4. Configurația de sudare
Modelarea proceselor de sudare (WPM) este o sarcină foarte complexă. Fizica generării de căldură are ca principiu fundamental legea conservării energiei. De obicei, complexitatea fizicii de generare a căldurii în bazinul de sudură este simplificată prin utilizarea unui model de intrare a căldurii sau bine cunoscut sub numele de modele de simulare a sudării. Abordarea clasică în Mecanica sudării computaționale (CWM) este de a ignora fluxul de fluid și de a folosi un model de alimentare cu căldură în cazul în care distribuția de căldură este prescrisă. Intrarea termică dată înlocuiește detaliile procesului de generare a căldurii și se concentrează pe scale mai mari. Mai mult decât atât, modelarea debitului de fluid și transferul de căldură convectiv relevant pot fi integrate cu un model CWM.
Figura nr. 7. Proces de sudare Archelor Mital
http://automotive.arcelormittal.com/tailoredblanks/1870/1874
Majoritatea instrumentelor software disponibile pe piață sunt utilizate pentru calcularea costurilor de sudură detașate, cum ar fi intrarea căldurii, temperaturile de preîncălzire și parametrii de sudare bazați pe o singură selecție a materialului, un singur proces de sudare și uitând interrelațiile și dependențele acestora. Aceste instrumente software sunt mai degrabă simple care vizează un singur pas de proces și un singur scop.
Din păcate, pe piața europeană nu există instrumente de simulare a costurilor de sudură generală pentru procesele de sudura, de înaltă calitate, ușor accesibile, orientate către proces și integrate, pentru a ajuta școlile, instructorii și sudatorii pentru educație, formare profesională și formare profesională (VET) care oferă o modalitate solidă și ușoară de a evalua și de a anticipa obiectivul factorilor de cost al întregului proces de producție ca atare. Majoritatea instrumentelor software disponibile pe piață sunt utilizate pentru calcularea costurilor de sudură detașate, cum ar fi intrarea căldurii, temperaturile de preîncălzire și parametrii de sudare bazați pe o singură selecție a materialului, un singur proces de sudare și uitând interrelațiile și dependențele acestora. Aceste instrumente software sunt mai degrabă simple care vizează un singur pas de proces și un singur scop. De o importanță deosebită sunt costurile legate de tratamentul termic. Dacă selecția materialului este modificată, astfel încât este necesar un tratament termic, atunci trebuie accesat un indicator de tratament termic pentru adăugarea datelor relevante sau a regulii datelor degetului mare pentru tratamentul termic. Dacă selectarea parametrilor de sudură are ca rezultat o cerință pentru tratamentul termic care ar trebui adăugat ca avertizare. Serviciile de simulare contribuie la modernizarea mediului de calcul prin promovarea instrumentelor simulatoare virtuale care să răspundă necesităților tehnologice în formarea industrială. Aceasta include îmbunătățirea competitivității IMM-urilor europene prin reducerea costurilor de producție a sudurii într-un mod eficient din punct de vedere tehnic și timp și oferirea unor procese îmbunătățite de asigurare a calității prin furnizarea de analize de risc în medii de instruire și învățare care utilizează o abordare a proceselor de fabricare industrială. Mai mult, aceasta implică dezvoltarea de noi metodologii de formare în combinație cu implementarea solidă pedagogică a simulatoarelor de sudare virtuale predictive. Acest lucru se realizează prin identificarea și dezvoltarea metodologiilor pedagogice care oferă un nou mediu european de învățare și noi căi de formare pentru instituții, instructori și sudori. Accesul online la noile instrumente de simulator oferă procese de asigurare a managementului calității prin analiza riscurilor care sunt ancorate în procesele de producție industrială. Calculele avansate se realizează cu ușurință în interfețele grafice de vârf, prin deplasarea unor glisante ușor de utilizat care variază între valoarea maximă și cea minimă. Specificațiile și cerințele utilizatorilor respectă orientările internaționale armonizate pentru personalul de sudare specificat de Federația Europeană de Sudură (EWF). Instrumentele și serviciile de simulator on-line au avantajul că inginerii, studenții și instructorii pot juca dinamic cu parametrii de sudare esențiali, precum și cu ceilalți parametri ai costurilor de fabricație, pentru a înțelege vizibil fereastra de toleranță care apare în producția reală. Prin compararea alternativelor, putem realiza strategii de decizie alternative pentru fabricare, asamblare și testare într-un mod care să se ocupe atât de sarcini tehnice, cât și de cele economice. Toate calculele matematice avansate sunt ascunse pentru utilizator, prin utilizarea sistemelor online avansate de calcul algebra. Inginerii calificați, calculatorii de costuri și specialiștii specializați în sudori, care nu au cunoștințe matematice speciale, pot utiliza sistemul accesând interfețele grafice de ultimă generație ușor de utilizat. Acest lucru asigură faptul că IMM-urile europene pot intra pe piața de fabricare competitivă printr-o abordare a calității costurilor, garantând că serviciile de simulatoare respectă, de asemenea, orientările internaționale și standardele de calitate ale sudării. Instrumentele de simulator introduc un nou proces industrial de asigurare a calității, atât în fața instruirii, cât și după finalizarea lucrărilor practice de laborator, prin compararea calității propuse cu calitatea măsurată. Cu toate acestea, astăzi nu există instrumente integrate și interactive online de simulatoare disponibile pe piața de formare europeană a sudării.
Exemplu de simulare în pași pentru costul dinamic:
Simularea de sudare constă din 3 părți de bază:
1. O simulare de design care permite unui designer să simuleze pentru un design optim din punct de vedere al producției și din punct de vedere al costurilor.
Conceptul de bază va fi acela că utilizatorul selectează modele alternative și modifică dimensiunile cheie ale designului
2. Un simulator de cost care simulează costul unei anumite suduri pe baza unui set de variabile esențiale.
Variabilele cheie vor fi apoi selectate. Aceste variabile vor fi dependente de proces. Cu toate acestea, toți parametrii procesului vor fi, probabil, prea complicați, astfel încât trebuie făcute comenzi rapide. De asemenea, ar trebui să existe posibilitatea de a utiliza cheltuieli generale legate de companie pentru procesele sau setările standard ale companiei. (Regularea datelor degetului mare pentru un anumit proces). Acest lucru ar putea fi elaborat mai departe, deoarece ar putea fi faptul că simularea costului procesului ar putea avea o suprataxă generală adăugată la costurile de sudura atunci când sistemul simulează costurile totale de sudură.
Este bine cunoscut faptul că materialele din același grup de materiale vor varia în compoziția materialului detaliat. Această variație poate cauza probleme grave de sudare și, în unele cazuri, va necesita elaborarea unui set complet complet de WPQR și WPS.
Grafic nr. 5 Simularea parametrilor de sudare
Simularea parametrilor de sudare pentru a verifica rezistența la tracțiune și duritatea, precum și lățimea estimată a HAZ.Reținem că valorile din simularea anterioară sunt afișate în culoarea roșie pentru a menține valoarea de referință
3. Un calcul tehnic axat pe tehnologia materialelor și influența căldurii a procesului de sudare în sine.
Trebuie adăugată o simulare a materialului care să permită simularea consecințelor modificării compoziției materialelor față de un set de bază de parametri de sudare predefiniți sau de parametri de sudare importați dintr-un WPS. Printr-o astfel de simulare, un departament de achiziții poate descoperi că un posibil material nou ar putea crea probleme de sudare a servi pe linie.
Figura nr.8 Simularea mediului și a parametrilor de sudură
Figura nr. 9. Simularea caracteristicilor articulațiilor de sudură și a influenței acestora asupra cerințelor de umplere
Pasul 1 de simulare:
Selectați configurația îmbinărilor, procesul de sudare și parametrii procesului și apoi treceți la datele economice. NOTĂ: Consistența datelor între pași este verificată astfel încât datele să fie definite o dată și să fie transferate în mod transparent în aval.
Pasul 2 de simulare:
Dinamic simulați cele trei scenarii de intrare pentru a vedea consecințele asupra rezultatelor. Cu toate acestea, utilizatorul poate selecta să stocheze simularea anterioară pentru a compara o referință sau a stabili o referință pentru comparație.
Pasul 3 de simulare:
Selectarea unui nou grup de materiale sau modificarea compoziției chimice poate necesita adăugarea unui tratament termic ca o necesitate tehnică pentru parametrii de sudură, precum și un element de conducere a costurilor în calculul costurilor. Selectând automat materialul, cerințele de tratament termic sunt adăugate la ceilalți pași din simulare. Notă: Selectarea unui grup de materiale diferit ar putea, de asemenea, să dezactiveze anumite procese de sudare din selecția procesului.
Pasul 4 de simulare:
Modificarea grupului de materiale și influențe asupra altor parametri. Atunci când selectarea grupului de materiale va necesita alte procese costisitoare, cum ar fi încălzirea, atunci utilizatorul ar trebui să fie avertizat în timpul procesului de selecție a materialului.
Pasul 5 de simulare:
Modificarea datelor de configurare în comun va declanșa feedback dacă procesul de sudare este potrivit pentru setul de date selectat.
Pasul 6 de simulare:
Aceasta este o extensie în care utilizatorul poate defini un produs ca un set de elemente de produs sau poate defini un model de produs. Fiecare pas sau element din modul poate primi un nume separat și un set de elemente de cost care pot fi asamblate prin model. Ar trebui să fie posibilă simularea prin aceste elemente pentru a manipula datele.
Pasul de simulare 7:
Pentru estimarea costurilor se poate presupune că inginerul de sudură sau coordonatorul de sudură a decis ce procedură de sudare să utilizeze pentru un anumit proiect.
Dacă este așa, ar fi mai natural să începeți să importați datele WPS în simulator la nivelul procesului de sudare și apoi să efectuați direct calculul costurilor. Această opțiune necesită specificarea unui format de date de import. Dar ar face ca estimarea costurilor să fie mult mai puternică și mai dinamică.
Figura nr.10 Parametrii de sudură
Parametrii din cifrele anterioare au fost implementați în calculul final. Distribuția căldurii față:
Distribuția căldurii în spate:
Unde: este factorul de fracțiune a căldurii depozitate în partea din față, este factorul de fracțiune a căldurii depozitate în partea din spate. Acești factori trebuie să satisfacă relația . este lățimea, este profunzimea, este lungimea elipsoidului din spate y este lungimea elipsoidului frontal.
Acești parametri sunt legați fizic de forma bălții de sudură. Lățimea și adâncimea sunt frecvent luate din secțiune transversală, autorii recomandă utilizarea unei jumătăți de parametru pentru fracțiunea frontală și de două ori pentru fracțiunea din spate. Pentru o traiectorie liniară de-a lungul axei , este definit de :
Unde este coordonata actuală a , este viteza, este timpul de delay și ese timpul procesului. Căldura disponibilă din sursa de căldură este definită de:
Unde este coeficientul căldurii la sursă , actualul , este tensiunea .
Astfel, modelul de intrare a căldurii în CWM trebuie calibrat în funcție de experimente sau obținut din modelele WPM. Prin urmare, modelele clasice CWM au unele limitări în puterea predictivă atunci când sunt utilizate pentru a rezolva diferite probleme de inginerie. De exemplu, ei nu pot prescrie ce pătrundere va da o procedură de sudare dată. Procedura adecvată pentru determinarea modelului de introducere a căldurii este, prin urmare, importantă în CWM(Lindgren, 2007) .
CAPITOLUL 5. REALIZAREA FABRICATULUI PRIN TEHNOLOGIA CNC.(Norme de timp)
Programul de îmbunătățire a costurilor? Linia de produse MPS 2012 – 2017
2012 Sumar de bază și îmbunătățire a costurilor Mio USD
Figura nr.11.Distribuția grafică a cheltuielilor și a costului de oportunitate
Figura nr.12 Statutul MPS în timp ce economisește potențial- Linia de bază 2012
Figura nr.13.Programe actuale pe regiuni Pentru MPS
Figura nr.14. MPS Oportunități de îmbunătățire a costurilor
Grafic nr. 6.Costul conducătorilor auto în GCC UCON H Analizat de echipa CBE Egina Domeniul de aplicare
Figura nr. 15. Exemple de dezvoltare a costurilor
Costul costului redus cu 55 000 NOK – 17,9%. Pentru Egina, aceasta reprezintă 4,95 MNOK
Materia primă (materie primă) – reprezintă aproximativ 35% din cost – înseamnă o valoare adăugată reducerea costurilor este de 28%.
Prețurile scăzute se bazează pe o cantitate mare de comenzi (50+ bucăți)
Figura nr. 16. Piesa HPMRI produsă de Aarbakke
Prețurile istorice ale PO pe baza unei mărimi a comenzii de 3-6 bucăți. Lista de preturi cu reduceri cantitative dezvoltate cu fiecare parte introdusă ar trebui să coste.
Costul costului redus cu 123 000 NOK – 33%. Pentru Egina reprezintă un potențial de 15 MNOK, în cazul în care 2/3 este realizat după Wheatstone.
* Toate preturile sunt ajustate conform configuratiei actuale de la KLIN 4-12: Id 6 '' cu placa cu capac placat și piese forjate livrate ca CPI
Figura nr. 17.Ucon H-18 Cap de captare Suport, izolat (Cost: 2 160 000 NOK)
Grafic nr. 7.Costuri de conducere în fabricarea pe scară largă
Reducerea costurilor: 13065 de ore / 8,2 milioane NOK la prețurile fabricantului LCC
Reducerea costurilor oportunitate în LCC aprovizionare 4000 de ore de produse auxiliare
Ex: 8 structuri ITS – 7 milioane USD
Figura nr. 18.Piese auxiliare identificate pentru standardizare și fabricare în serie
Piese auxiliare 15% din rețeaua tehnică STI
Standardizarea și achiziționarea de către LCC a unei reduceri a costurilor cu 6% în domeniul total
Activități de îmbunătățire a costurilor pentru conexiunile MPS CC de către CBE
Următorul pas:
-FG, PB, MS, LDG pentru a atribui persoane fizice fiecărei echipe de îmbunătățire a costurilor de la PL Design, Sourcing, Quality Supplier, CE / CBE (analiza costului produsului)
-Grupul superior nominalizează liderul echipei pentru fiecare efort de îmbunătățire a costurilor
-Necesitatea de a defini următorul pas practic în Lfab pentru a începe lucrările privind inițiativele de economisire a costurilor (MS)
-Definire ținta de timp și de îmbunătățire a costurilor pentru fiecare proiect
-Monitorizare: supravegheați progresul și câștigul realizat în raport cu obiectivul și raportați lunar.
-Comunicare Inițiativa de importare a costurilor portofoliului de produse MPS în toate liniile de raportare (FG, PB, MS, PRK, MB).
Tabel nr. 3. Impactul costului CBE GCCC – Analiza UCON H – Detaliu trimestrul 3 -2017
Tabel nr. 4. Impactul CBE asupra costurilor GCCC – Rovcon și alte sisteme de conectare Analiză – Detaliu trimestrul 3 2012 – trimestrul 3 2013
Tabel nr. 5.Back-up: Programul de plasare a PO POA de la Egina, detaliu
Tabel nr. 6.Programul de lansare PN din proiectul CAP HPMRI
Tabel nr. 7.Reducere cost fabricație
Producție: Prelucrarea, fabricarea, tratarea suprafețelor și testare
Designul standard
Nr. ITS: 4
Greutate unitară: 3731 kg
Cost curent: 250.000
Țintă: Reducerea costurilor cu 15%
Acțiuni: Stabilirea celui mai bun lanț de aprovizionare SQDC
pe baza prognozei anuale și
încheiate
Reducerea anuală a costurilor (pe baza a 8 STI):
250.000 * 32 * 0,15 = 1.200.000 NOK
Aceleași dimensiuni ca și XT-frame-ul, potențial comun
lanț de aprovizionare cu Dunfermline?
Figura nr. 19 Sensibilitatea reducerii costurilor la volume anuale: Regiunea de Est-proiecte
Pentru a executa rapid aceste inițiative, Valoarea Aplicată recomandă următorii pași :
Negocieri bazate pe fapte în fiecare regiune
Faceți cunoștință cu șefii regionali și câștigați buy-in și prezentați problemele actuale în regiunile cu negocieri și strategii
Lansarea proiectelor individuale cu mandat de la corporații la acorduri cadru cu furnizorii, precum și negocierea de economii pentru următorul proiect
Păstrați legăturile de contact și buclele de feedback active cu furnizorii listei de oferte astfel încât să nu piardă interesul pentru afacerile FMC
Extindeți lista de sume licitate pentru alți furnizori locali de oțel din geografia Regiunii Răsăritene care ar putea crește concurența în regiune
Căutarea furnizorilor în fiecare regiune pentru furnizorii de accesorii grele de fabricare
Configurați o cronologie a calificărilor și a proceselor și alocați resursele de gestionare a proiectelor
prognoză în timp
Echipa poate apoi să identifice modalități de potrivire a previziunilor mai strânse cu BOM-urile.
Prin exercitarea presiunii asupra Agility, ER a primit 17% din prețurile de oțel mai mici în luna august față de decembrie anul trecut, o economie anuală de 1,6 milioane USD
Grafic nr. 8.Modificări ale prețurilor
Grafic nr. 9.Costuri de conducere în fabricarea de mari dimensiuni
Grafic nr. 10.Variația costurilor materialelor de toate dimensiunile
Tabel nr. 8. Cheltuieli după categorie / după familia de produse
Rezultate-Concluzii aplicare model de reducere cost:
Impactul materialelor asupra prețului supapelor după cum urmează (situația convențională a loturilor pentru materialele supapelor):
1 "Supape de închidere
Vechi design FA: 55% Noua design FA: 60%
2 1/16 "Supape de închidere
Modelul vechi al FA: 60% Noua design FA: 62%
5 supape de închidere 1/8 "
Vechi design FA: 55% Noua design FA: 70%
Valoarea prețului valvelor = M% (material) + L% (forța de muncă) = 100%
Figura nr. 20.Implementarea sistemului integrat
Modelele construite în EXCEL sunt implicit transparente atunci când nu se aplică restricții privind vizibilitatea structurii modelului sau a codului (cum ar fi ascunderea unei foi de lucru). Parametrii ar trebui să fie evideni, așa cum ar trebui să fie structura modelului. Utilizarea numelor de celule este necesară pentru actualizarea eficientă a valorilor parametrilor în oricare dintre modelele cele mai simple. Modelele pot totuși să devină opace prin ceea ce Tosh & Wailoo numesc "urmărirea celulelor" unde referințele și denumirile conduc la o rețea de variabile încurcate. Abilitatea EXCEL de a evidenția aceste relații, folosind precedentul de urmări și facilitatea dependentă, oferă o anumită amânare. De asemenea, observă că modele complexe vor necesita, de asemenea, macrocomenzi, a căror validare necesită o abilitate tehnică suplimentară. Că semințele nu pot fi setate în EXCEL este o problemă semnificativă. Orice model ar trebui să fie reproductibil la cerere și încă din EXCEL 2016, un model implementat fără VBA complex nu a putut fi reluat fără a memora întreaga remiză pentru întreaga simulare. Acest lucru este, de asemenea, problematică atunci când se efectuează analize comparative ale unui model în care ar trebui să se folosească cât mai mult posibil. De exemplu, dacă se schimbă un parametru al unei distribuții, toate celelalte trageri ar trebui să fie identice pentru o coerență. Transparența structurii modelului în TREEAGE este explicită în formă vizuală, iar parametrizarea poate fi făcută transparentă prin afișarea modelului într-o foaie de calcul în care variabilele, distribuțiile (și parametrii lor), tabelele și trackerele pot fi raportate cu ușurință. Acesta oferă instrumente de validare a modelelor pentru a verifica greșelile comune de dezvoltare. Acestea sunt utile în special atunci când lucrați cu modele mari. Abilitatea de a furniza modelul utilizatorilor fără licență sub formă de TREEAGE Pro Player(sistem de cost folosit în industria constructuare de mașini, filiera asiatică, China) – inclusiv analize stocate – și opțiuni extinse de depanare, cum ar fi ieșirea din consola și analiza de cohorta Markov, permit o validare și o expunere riguroasă. Completând aceasta este capacitatea de a încorpora fișierele de ajutor definite de model specifice utilizatorului, care permit unui analist să documenteze modelul pentru referință și validare. Deși implementarea TREEAGE este proprietate și nu este posibilă validarea codului, software-ul permite o producție suficientă pentru a confirma calculele. În multe privințe, TREEAGE standardizează modelele CEM pe care le suportă, ceea ce nu este cazul cu nici unul dintre celelalte pachete. Validarea și transparența modelelor TREEAGE este făcută fatală fără această cunoaștere și poate chiar să fie înșelătoare.
Tabel nr.9. Creșterea volumului modelelor de decizie publicate între 2000 și 2015 –
Timp Markov Model Decizie , Tree Individual Level Model
2000-2009 3,344 896 252
2010-2014 2,969 932 385
2015 443 214 116
Problemele au fost identificate de numeroși autori în ceea ce privește calitatea generatorului de numere aleatorii (RNG) și acuratețea funcțiilor statistice. El documentează și elaborează starea software-ului și oferă un tabel cu probleme cunoscute cu funcții ca Office 2013. El conchide că problemele persistente cu generatorul de numere aleatorii implicite (RNG) necesită utilizarea unui program RNG extern (spre software) Modelele analitice caută soluții care să evalueze valorile optime ale variabilelor de decizie în funcție de un obiectiv tehnico-economic dat. Cu toate acestea, soluțiile furnizate sunt, în general, limitate în domeniile lor de aplicare din cauza ipotezelor preliminare de restricționare. Pe de altă parte, modelele de simulare, care iau în considerare în mod explicit aleatoritatea variabilelor de producție exogene și endogene, sunt mai capabile să surprindă comportamentul actual al sistemului, dar să nu fie adecvate în rezolvarea problemelor de optimizare. Boseand Pekny (2000) propune o arhitectură integrată compusă din modele de prognoză și de optimizare, interfațate cu un model de simulare pentru a gestiona incertitudinea și dinamica SC-urilor. Integrarea modelelor analitice și de simulare duce la modele hibride (HM); o primă taxonomie a HM este în Shanthikumar și Sargent (1983). HM reprezintă o opțiune provocatoare pentru captarea celor mai bune capabilități atât ale modelelor analitice, cât și ale celor de simulare. Studii recente privind capacitatea modelelor hibride în soluționarea eficientă a problemelor de planificare și control ale producției sunt în Ozdamar și Birbil (1998), Byrneand Bakir (1999), Mummolo și colab. (1999) și Benedettini și colab. (2001).
Figura nr. 21. Poziționarea piesei
Figura nr.22. Circuitul materialelor în procesul de producție
Figura.23. Șasiul și exteriorul reprezintă aproximativ 35% din valoarea totală a vehiculului – Estimăm o valoare a componentei ștampilate de 1.100 EUR pe vehicul
Cazul se referă la un echipament de frânare producătoare de SC. Sistemul de producție cu mai multe amplasamente este situat în Italia. Se compune din trei site-uri ale unei firme multinaționale. Mutarea în amonte față de punctul final al lanțului de aprovizionare (figura 1), locul de producție 3 asamblează trei tipuri de servocilindri de acționări hidraulice de frânare, P1, P2 și P3, conform cerințelor clienților (C) de pe piața originală a echipamentelor. Site-ul 2 efectuează ansamblul intermediar de produse semifabricate P1B și P2B necesare pentru produsele finale P1, P2 și P3. Un alt produs, PY, solicitat de clienții externi (C2) ai pieței de desfacere a pieselor de schimb, este luat în considerare în planificarea producției site-ului2, datorită creșterii sale mari. Furnizorul S2 furnizează site-ul 2 cu componenta PYf. În cele din urmă, site-ul 1 furnizează site-ul 2 cu corpuri cilindrice semi-terminale P1C, P2C; site-ul 1 oferă, de asemenea, un client extern al pieței post-vânzare (C1) cu cel de-al treilea organism, PX. Siteul 1 procesează blocurile de turnătorie brute, P1f, P2f și PXf, furnizate de furnizori externi (S1). Atât cerințele originale ale echipamentelor (P1, P2, P3), cât și cele ale componentelor după vânzare (PX, PY) sunt nesigure și sunt distribuite conform funcțiilor de densitate a probabilității (pdf) definite în tabelul 1a și, respectiv, tabelul 1b. Distribuțiile se obțin prin potrivirea datelor istorice ale cererii lunare cu o perioadă de trei ani. În prezent, membrii de vârf din cadrul SC (site-ul 3) furnizează furnizorilor în flux cu un plan de producție de 1 an definit de cererea lunară preconizată pentru fiecare produs SC. Fiecare furnizor își formulează propriul plan de producție pe baza atât a cererii SC de componente originale a echipamentelor, cât și a cererii după vânzare. Siturile de producție aparțin unei firme multinaționale unice; cu toate acestea, fiecare site este administrat ca o singură unitate de afaceri care își urmărește propriile obiective economice și de producție, referindu-se la un portofoliu de comenzi, inclusiv clienți externi. Unitățile de producție au resurse critice de producție care provoacă blocaje. Resursele critice identificate sunt o stație de asamblare în locația 1, un ansamblu de producție de ansamblu în locul 2 și o stație de destinație generală în locul 3. În fiecare resursă critică, schimbările necesită timpi de instalare dependenți semnificativi și secvențiali, introducând astfel o complexitate mai mare în dimensionarea lotului și programarea. Timpurile de instalare și de operare sunt prezentate în tabelul 2 și, respectiv, în tabelul 3. Defalcarea și repararea resurselor critice ale fiecărui sit afectează capacitatea de producție reală.
Figuranr. 24 . Lanțul de producție pe țări
Tabel nr.10.Cerință lunară componente logistice
Figura nr.25. Distribuirea componentelor pe țări, estimarea reducerii costului
Tabel. nr.10..Timpul de setare în circuitul de producție în minute
Tabel.nr.11. Timpul operațional
Capacitatea nominală lunară a fiecărui sit disponibil pentru producția în cauză este prezentată în tabelul 5. În cele din urmă, estimările medii privind costurile de instalare, de exploatare și fixe sunt prezentate în tabelul6. Termenul maxim de livrare acceptat de clienți este de o lună. Dincolo de o astfel de perioadă, se datorează costurile de penalizare.
Planul de producție al site-urilor PPS provine de la cererea clienților Dext-uri și de la cererea (S + 1) așezarea în CS, DSț1: O problemă de dimensionare și planificare a lotului (LSSP) este definită la fiecare locație. Scopul său este de a minimiza o funcție obiectivă definită ca sumă de configurare, inventar și costuri fixe ale locului de producție în cauză. O astfel de problemă este formulată și rezolvată în Aucamp (1987), Smith-Daniels și Ritzman (1988), Gopalakrishnan și colab. (1995) și Gopalakrishnan (2000). LSSP este rezolvată prin modelarea hibridă. Fiecare model hibrid este alcătuit dintr-un model analitic (AM), bazat pe un model de programare liniară mixtă (MILP) și un model de simulare (SM). Modelul MILP a fost realizat prin adaptarea modelului propus în Gopalakrishnan et al. (1995), pentru a permite integrarea sa în modelul de simulare și pentru a-l adapta la un sistem de producție multi-site. Modelul original și modificările introduse se află în anexa la această lucrare. Modificări preocupare principală cu evaluarea, perioada de timp, a timpului mediu de configurare dependent de secvență și a capacității disponibile care depinde, de asemenea, de eșecurile / timpii de reparație. Imbunatatirea recenta a modelului original furnizat in Gopalakrishnan (2000) permite calcularea timpilor de instalare a produselor, perioada dupa perioada dar inca neglijeaza dependenta lor de secventa, ceea ce reprezinta o particularitate a studiului de caz investigat (vezi Tabelul 2), crescand complexitatea computatiilor . Ambele modele se referă la un singur site LSSP. Un alt set de constrângeri este introdus în modelul original pentru a asigura coerența fluxurilor de producție între situri. Disponibilitatea resurselor de producție depinde de efectul combinat al numărului și secvențelor de setări, precum și de performanțele fiabilității mașinii.
Tabel nr.12.Estimarea reducerii costurilor la export
Un eveniment stochastic și discret SM este construit pentru a descrie comportamentul fiecărui sit, luând în considerare și variabilitatea stochastică a variabilelor de producție endogene și exogene nesigure. Modelul evaluează performanțele de fabricație ale resurselor critice la fiecare amplasament, sub rezerva variabilității stochastice a cererii și timpului de defecțiune / reparație. SM calculează disponibilitatea mașinii, întârzierile de livrare, stocurile și timpul mediu de setare pentru fiecare perioadă. La fiecare set de cereri de produs generate aleator, se lansează 100 de simulări pentru a estima media și intervalul mediu de încredere de 95% pe o măsură de performanță globală a soluției obținute, definită ca sumă de configurare.
Tabelul nr.13. Funcțiile densității de probabilitate a eșecului și timpii de reparare a resurselor critice la fiecare amplasament
Notă: m, medie (min); l, parametrul de localizare (min); s; parametru de scalare (min); l; Parametrul formei Weibull; A; b; Parametrii de formă beta; a, valoarea Beta min (min); b; Valoarea Beta max (min).
Tabelul nr.14. Capacitatea de resurse pe un orizont de planificare de 1 an
Procedura iterativă iterativă (r = numărul de iterații) este adaptată de cea propusă de Gnoni și colab. (2000). Cu referire la GOS, procedeul diagramei de flux este prezentat în figura 3 pentru un caz general al unui lanț de aprovizionare alcătuit din n site-uri. Procedura este inițializată (r ¼ 0) prin furnizarea de AM cu capacități nominale de resursă și cu estimări medii de timp de configurare pentru fiecare locație. Funcționarea obiectivului în cazul unei strategii globale de optimizare este definită ca fiind inventarul și costurile de livrare întârziate ale tuturor site-urilor (a se vedea în continuare funcția OF *). LSSP este rezolvată de un Solvers de calcul tabelar LINDO (What's Best, rel. 4.0); SM este codificată în ARENA (rel. 4.0). Sunt comparate două situații diferite. Primul analizează fiecare unitate de producție ca o unitate independentă de afaceri care urmărește o strategie locală de optimizare (LOS) în rezolvarea propriului LSSP. În al doilea, soluțiile LSSP sunt obținute prin luarea în considerare piscina de site-uri ca un sistem unic de fabricație în conformitate cu o strategie de optimizare globală (GOS): în cazul GOS, LSSP este rezolvată în considerare în comun dimensiuni lot și secvențe de toate site-urile de furnizare lanț. In ambele cazuri, LSSP este rezolvată printr-o procedură iterativă care conduce, după câteva iterații (de obicei, mai puțin de 10), la o soluție bună, în general, non-optime, fezabilă.
Procedura iterativă iterativă (r = numărul de iterații) este adaptată de cea propusă de Gnoni și colab. (2000). Cu referire la GOS, procedeul diagramei de flux este prezentat în figura 3 pentru un caz general al unui lanț de aprovizionare alcătuit din n site-uri. Procedura este inițializată (r ¼ 0) prin furnizarea de AM cu capacități nominale de resursă și cu estimări medii de timp de configurare pentru fiecare locație. Funcția de obiectiv în cazul unei strategii globale de optimizare este definită ca:
unde pentru situl sth, OFLOS (e) este:
Simbolurile și notația sunt explicate în anexă. Problema (2) este formulată și rezolvată în Gopalakrishnan și colab. (1995) pentru un singur sistem de producție. În mod diferit față de modelul original, problema optimizării (1) este supusă unui alt set de constrângeri care asigură coerența între producția realizată de un sit cu cerere oferită site-ului său din amonte, pentru fiecare produs în fiecare perioadă:
Soluția obținută, adică {Xi; t} și secvențele, este furnizată pentru SM, s = 1, ……, n: În fiecare perioadă SM calculează estimări mai fiabile (performanțe tehnice) ale capacităților sitului, întârzieri.
Tabel nr.15 Setarea, inventarul și costurile fixe
Tabel nr.16 Costuri de livrare întârziate lunar
Figura nr.27. Fluxul de informații în lanțul de aprovizionare
Se calculează o măsură generală de performanță multisite, OF * GOS, inclusiv setările, inventarul și costurile de livrare a tuturor site-urilor. La iterația rth, capacitatea resurselor, {Ct} (r) și timpul mediu de configurare, {qt} (r), pentru fiecare perioadă sunt furnizate la AM pentru iterația (r + 1).
Procedura iterativă tinde să găsească un compromis între costurile de configurare și de deținere și se obține o soluție fezabilă la fiecare iterație. Dacă într-o anumită iterație planul de producție corespunzător dă prevalență costurilor de instalare față de costurile de exploatare, atunci în noul iterativ noul plan de producție va crește mărimea lotului, permițând o reducere a numărului și costurilor schimbărilor și provocând o creștere a nivelurilor de inventariere și deținerea costurilor. O linie similară de raționament se aplică și în cazul în care se întâmplă situația opusă (prevalența costurilor de exploatare asupra costurilor de instalare). Pe baza rezultatelor obținute de autori, echilibrarea între costurile de instalare și de exploatare tinde, într-o oarecare măsură, la netezirea variațiilor OF * GOS după foarte puține iterații (maximum zece iterații). Un astfel de comportament a fost observat și în Benedettini et al. (2001), unde a fost propusă o modelare hibridă iterativă pentru a rezolva o problemă de alocare a resurselor într-o producție de tip de proiect. Cu toate acestea, procedura nu garantează convergența: urmărește găsirea unei soluții fezabile și "bune" conform evaluărilor subiective ale OF * GOS.O procedură iterativă foarte similară se aplică în cazul strategiei locale de optimizare (figura 4). Într-un astfel de caz, LSSP specifice, câte unul pentru fiecare loc, sunt formulate și rezolvate pentru a minimiza OFLOS (s), s = 1, ………, n; definită de (2). Soluția obținută prin rezolvarea AM este furnizată SM-urilor corespunzătoare. Interacțiunile dintre fiecare cuplu de AM și SM, s = 1, ………., N; conduc la planuri locale de producție, la performanțe ale sitului și la evaluări obiective ale funcțiilor. O măsură de performanță a site-ului, OF * s, este definită ca în cazul GOS. Măsura generală a performanței multisite se obține prin însumarea OF * s = 1, ………, n: Trebuie să se observe că procedura hibridă începe de la elementul de vârf (s = 1, ………, n) și se propagă în amonte. Soluție obținută, Xi; tðsȚ; 8i; t; reprezintă cererea pentru situl (s 1), conform relațiilor (3). Modelul hibrid propus a fost aplicat studiului de caz introdus în secțiunea 3. Rezultatele obținute prin adoptarea strategiei locale de producție sunt comparate cu cele obținute prin simularea unui plan de producție anual de referință actual, adoptat de locațiile de producție și prezentat în tabelul 8. Performanța economică medie a soluțiilor comparate este prezentată în tabelele 9 și 10. O simulare Montecarlo a fost efectuată pentru a estima variabilitatea stochastică a performanței economice.
Tabelnr.17. Un plan de producție de referință de 1 an al siturilor SC
Procesul începe printr-o modelare funcțională-mijloace, unul dintre cele mai importante instrumente ale proiectului, deoarece echipa câștigă o mulțime de cunoștințe generale despre ușa de la folosirea acesteia. Prin distrugerea produsului în funcții și părți folosind modelul funcție-mijloace, acesta oferă echipei o bună înțelegere cât de complexă este de fapt produsul și cum sunt structurate toate componentele. Dar modelarea funcție-funcție nu este potrivită dacă nu aveți cunoștințe despre produsul real, ceva pe care echipa a observat-o pentru prima dată când a început să compună toate funcțiile și componentele. Metoda se desfășoară pe parcursul unei perioade mai lungi de timp la începutul proiectului, ceea ce înseamnă că metoda nu este terminată dintr-o dată, creând un pic de confuzie. Pentru a utiliza un software de calculator pentru a vizualiza schema finală de funcții, sub-funcții etc. sa dovedit a fi mai consumatoare de timp decât se aștepta. Software-ul utilizat este CCM și nu a fost folosit de nimeni înainte de echipă. Deși rezultatul final este atrăgător din punct de vedere vizual, timpul petrecut în construcție poate fi pus la îndoială dacă este necesar sau nu, deoarece nu a fost folosit de echipa încă de la prima înființare.
Cercetarea la începutul proiectului este larg răspândită pentru a aduna cât mai multe informații despre ușă și componentele acesteia. Sesiunile de brainstorming bazate pe astfel de informații au avut tendința de a deveni nestructurate și nefocuse. Metoda G-3-5 este mai structurată, deoarece subiectul discutat este presetat și, de asemenea, mai reușit în termeni de ieșire, unde toate ideile generate s-au transformat într-un concept.
Desfasurarea unui atelier de lucru cu membrii companiei ofera o multitudine de cunostinte importante intr-o etapa timpurie a proiectului, precum si creste conexiunea intre persoanele implicate. La pregătirea atelierului, se utilizează o mulțime de cunoștințe din modul în care se desfășoară workshop-ul desfășurat în cursul de dezvoltare a produsului, MPP12G, incluzând, de exemplu, utilizarea listei de verificare a lui Osborn. În cadrul atelierului de lucru cu compania, lista de verificare a lui Osborn este utilă într-un mod care menține discuția în viață și oferă o viziune creatoare asupra unor subiecte care altfel se consideră dificil de discutat din cauza complexității produsului.
Utilizarea matricei morfologice ca metodă de generare a ideilor generează o mare cantitate de idei cu o calitate foarte scăzută, ceea ce înseamnă că majoritatea ideilor nu sunt aplicabile deloc datorită numărului de alternative nerealiste. Dar metoda funcționează, de asemenea, ca o activitate de team building, deoarece echipa are multă distracție în a face acest lucru. Spre deosebire de toate soluțiile de calitate scăzută pe care le generează, ea creează, de asemenea, discuții importante cu privire la soluțiile sau componentele care vor fi de fapt utile pentru dezvoltarea ulterioară. Metoda este utilă pentru cunoașterea generală pe care echipa o câștigă, dar nu este atât de utilă în ceea ce privește generarea de idei valoroase pentru proiect.
Foaia de evaluare a ideii nu este reprezentată în cursul de dezvoltare a produselor, dar sa dovedit a fi foarte utilă. Modul stricat de prezentare a ideilor conceptuale face posibil ca membrii să creeze concepte în mod individual și mai târziu să fie evaluați prin întregului grup. Sistemul dot asigură respectarea opiniei fiecărui membru, deși se bazează în special pe senzația de intestin și nu ia în considerare utilitatea practică.
Procesul iterativ de generare a unei cantități mari de idei necesită o mare participare din partea echipei și necesită mult timp. Dar, având un proces iterativ, aceasta generează, de asemenea, cunoștințe bune în timp și, în plus, consolidează colaborarea în cadrul grupului.
Tabelul nr.18.OF * medie, deviație standard și interval mediu de încredere pe jumătate de lățime (95%) în cazul planului actual de producție, al strategiei de optimizare locală (LOS) și globală. (GOS)
Tabelul nr.19. Cheltuielile de exploatare, configurare și întârziere a livrărilor la nivelul lanțului de aprovizionare
măsuri din cauza cererii de produse și a disponibilității mașinii la întâmplare. Au fost lansate 100 de runde de simulare pentru fiecare set de valori ale cererii de produs generate aleator. Intervalul de încredere de 95% pentru funcția obiectivă medie, OF *, este estimat pentru soluțiile comparate. Strategia locală de producție permite o reducere de aproximativ 19% în funcție de funcționarea obiectivului (OF * LOS) față de situația reală de referință (OF * ACT); în plus, îmbunătățirea este supusă unei mai puține incertitudini, deoarece deviația standard a OF * LOS este semnificativ mai mică (18,6%) decât cea calculată pentru OF * ACT. În tabelul 9 se prevede, de asemenea, intervalul mediu de încredere de jumătate de lățime 95%, HCI, atât pentru OF * ACT și OF * LOS, cât și pentru eroarea corespunzătoare, definită ca HCI / medie, rezultând aproximativ nu mai mult de 4%. Prin observarea cifrelor costurilor din Tabelul 10, se poate aprecia că îmbunătățirea performanței economice obținută de LOS se datorează, în principal, reducerii semnificative (peste 20%) atât a costurilor de livrare, cât și a costurilor de livrare întârziate; se estimează și o reducere a costului de instalare de aproximativ 8,5%.
Tabelul nr.20.Deviația medie și standard a OF * LOS și OF * GOS pentru fiecare amplasament
Îmbunătățirile economice permise de abordarea propusă sunt strict vizibile numai în studiul de caz investigat; cu toate acestea, oferă o evaluare cantitativă evidentă a capabilităților de modelare hibrid. Se efectuează investigații suplimentare pentru a se compara situația cu strategia de producție globală. La nivelul lanțului de aprovizionare, GOS conduce la o performanță economică mai bună decât cele obținute de LOS (vezi Tabelul 9), deoarece transformatorul permite o reducere de 3,5% și, respectiv, 22,5% în medie și în abaterea standard a funcției de obiectivare. O astfel de ameliorare se datorează, în principal (tabelul 10), unei reduceri semnificative a costurilor de exploatare (17,3%) care depășesc o ușoară creștere (+ 7,2%) a costurilor de instalare. Soluția comparată nu diferă în cazul costurilor de livrare întârziate. În cele din urmă, strategiile locale și globale de optimizare sunt comparate la fiecare loc (Tabelul 11). Se poate observa modul în care GOS permite o performanță economică mai bună (aproximativ 6%) decât LOS la locul1 și 3, în timp ce o ușoară creștere (B + 2%) în funcția obiectivă este estimată pentru locul 2. Ca o concluzie generală, GOS conduce la o mai bună performanțele economice globale decât LOS, chiar dacă la unele site-uri GOS ar putea provoca sancțiuni economice locale. În acest scenariu, abordarea propusă ar putea contribui la luarea deciziilor în stabilirea de acorduri între site-urile de producție pentru a împărți sancțiunile și beneficiile între site-uri. Rezultatele obținute sunt în concordanță cu mai multe experiențe descrise în literatura științifică (Shapiro et al., 1993; Stevens, 1999; Wei și Krajewsky, 2000). Urmărirea obiectivelor economice optime de către site-urile unice într-un sistem complex de producție distribuită poate fi o strategie SCM miopică, deoarece neglijează oportunitatea de a îmbunătăți performanța sistemului global de producție. În această lucrare, autorii se ocupă de problema planificării producției unui sistem de fabricare pe mai multe amplasamente, supus unor constrângeri de capacitate în cazul unei cerințe incerte, multi-produs și multi-perioadă. Un model hibrid, rezultat din integrarea unui model de programare liniară mixtă (MILP) și a unui model de simulare, este dezvoltat pentru a rezolva o problemă de dimensionare și planificare a loturilor (LSSP). Capacitatea de producție la fiecare locație este afectată de defecțiunile și reparațiile mașinilor, precum și de timpul de instalare dependent de secvență. Modulul se aplică unei casestudii industriale privind un lanț de distribuție care produce componente atât pentru piața echipamentelor originale de frânare, cât și pentru piața pieselor de schimb. În ambele cazuri, cererea de produse este supusă variabilității stochastice. Lanțul de aprovizionare este alcătuit din trei locații de producție situate în Italia. Planificarea producției siturilor este reciproc dependentă, deoarece planul de producție al unui site afectează planul de producție al sitului din amonte în lanțul de aprovizionare. Două strategii diferite de producție au fost investigate. În primul rând, fiecare unitate de producție este considerată o unitate de afaceri autonomă, care își propune obiectivele tehnice și economice proprii. Cel de-al doilea caută o soluție globală, considerând grupul de site-uri un singur sistem de fabricație fără relaxarea constrângerilor locale. Rezultatele obtinute subliniaza capabilitatile modelului hibrid propus in rezolvarea LSSP formulate in cazul atat local cat si global. O procedură iterativă este proiectarea pentru a integra modelul MILP și modelele de simulare. Procedura conduce, după câteva iterații, la o soluție bună între cele fezabile. Soluția de fezabilitate este limitată în principal de constrângerile de capacitate la fiecare amplasament și de constrângerile de consistență dintre producția realizată de un sit cu cerere oferită site-ului său din amonte. Soluțiile obținute prin modelul hibrid în cadrul strategiei de producție locale sau globale sunt comparate cu un plan anual actual de producție de referință al lanțului de aprovizionare. În ceea ce privește confidențialitatea, toate datele din situația actuală sunt modificate. Comparația se bazează pe o măsură generală a performanței economice definită ca fiind suma costurilor de întârziere de instalare, deținere și de livrare. În studiul de caz investigat, strategia locală de producție a permis o reducere de aproximativ 19% din costul total mediu față de situația reală de referință, deoarece fosta strategie a reușit să găsească o soluție care să permită reducerea semnificativă a costurilor de livrare și de întârziere. Simularea a relevat, de asemenea, o mai mică incertitudine (reducere cu peste 18% a deviației standard) în jurul performanței economice globale medii a soluției identificate prin abordarea hibridă. Comparația dintre soluțiile obținute prin strategii de producție locale și globale a subliniat decalajul așteptat între performanțele economice corespunzătoare. Strategia globală de producție a condus la cu o performanță economică mai mare decât cea oferită de strategia locală, chiar dacă s-au aplicat sancțiuni la nivel local. Rezultatele cantitative se referă la studiul de caz investigat. Dimpotrivă, modelarea hibridă propusă relevă un instrument general adecvat care ar putea sprijini luarea deciziilor în stabilirea de acorduri între siturile lanțului de aprovizionare pentru a afla condițiile de producție în care fiecare firmă își poate atinge propriul obiectiv tehnico-economic prin adoptarea unei cooperative, mai degrabă decât competitivă , strategie de producție. Modelul analitic (AM) adoptat în modelul hibrid propus se datorează lui Gopalakrishnan și colab. (1995). Somemodificările AM sunt introduse în timpii de configurare și capacitatea resurselor. Timpurile de instalare se calculează în funcție de perioada de simulare pe baza dependenței de secvență și a variabilității stochastice a timpului de întrerupere / reparare. Dimpotrivă, în momentele de configurare a AM se presupune că este constantă în orizontul de planificare. Resursele disponibile se calculează prin simulare pe baza eșecurilor și timpilor de reparații ale resurselor de producție; încă o dată, o astfel de evaluare este neglijată în AM. Modelul de simulare furnizează AM cu atât timpii de configurare cât și disponibilitatea resurselor. În cele ce urmează, sunt adoptate caractere aldine pentru a sublinia timpul mediu de instalare și disponibilitatea resurselor furnizate de modelul de simulare la AM la iterația r. AM aparține clasei de mașină unică, model multi-element, CLSP. Funcția obiectiv este definită ca
unde B este costul mediu de configurare pe oră (h / h), Ii; t este inventarul articolului i la sfârșitul perioadei t; Nt este numărul total de setări în perioada t; Ft este taxa fixă suportată ori de câte ori un element este produs în perioada t; Hi; t este valoarea de a menține o unitate de element i în perioada t și qðrȚ t este timpul de configurare al perioadei t; furnizate de SM la cea de-a treia iterație. Primul set de balanțe de inventar de modele de constrângeri, disponibilitatea capacității și relația dintre dimensiunea lotului de producție pentru fiecare element și variabila binară asociată (Yit), după cum urmează:
unde Xi; t este mărimea numărului i în perioada t; T este cererea pentru elementul i în perioada t; bi este capacitatea consumată pe unitatea de producție a elementului i (h / unitate), Ct este capacitatea de resurse în perioada t (h), AȚ este disponibilitatea resurselor furnizate de SM la iterația r, ; CTG; este cerința cumulativă pentru elementul i din perioada t până la sfârșitul orizontului de planificare, T: Constrângeri (A.5) – (A.16) explicate mai jos modelul care numără numărul de configurații și secvențierea parțială a produselor într-o perioadă. Constrângerile (A.17) – (A.20) modelează cerințele de non-negativitate:
Astăzi, cu reducerea resurselor energetice și creșterea încălzirii globale, reducerea energiei consumului și totalul emisiilor de CO 2 sunt mai mari decât importanța importanței în materie de mediu și durabilitatea economică în industria autovehiculelor. Pentru a asigura acest lucru, este important ca produsele și serviciile procesele să fie proiectate folosind mai puțină greutate, energie și timp. În acest context, investigarea utilizarea materialelor ușoare a devenit inevitabilă. Se estimează că cererea globală de energie va fi cu 53% între 2008 și 2035. Cel de-al doilea cel mai mare sector în ceea ce privește consumul de energie, transportul are un rol important în această creștere. O treime din consumul de energie provine de la transport în Uniunea Europeană. De asemenea, 10% din emisiile de CO2 provin direct din transportul rutier care este cel mai mare sector de transport. Se estimează că această rată va fi aproape dublată de 2050 dacă nu sunt luate măsuri de precauție radicale.
Transportul public cu vehicule comerciale a crescut rapid înUE . În 2010, cetățenii UE au călătorit prin intermediul mijloacelor de transport public de aproape 1000 de mile pe cap de locuitor. Pentru acest motiv, reducerea greutății totale a vehiculelor utilitare are o mare importanță. Tradițional vehiculele comerciale au balamale de patru până la șase. Greutatea totală a balamalei ușii este estimată la 2-3 kg cu material convențional din oțel. Dacă materialul de oțel este înlocuit cu aliaj de aluminiu corespunzător, greutatea balamalei poate fi redusă la aproximativ 50% din greutatea sa actuală. Aceasta înseamnă 4-9 kg, reducerea greutății pe vehicul. Această scădere ar putea părea mică atunci când se compară greutatea totală a vehiculului. Cu toate acestea, de fapt, atunci când volumul de producție al acestui tip de vehicul (150.000 / an) este luată în considerare, s-ar putea economisi tone de materiale. Aceste economii asigură mii de kilograme emisii reduse de CO 2. În plus, reduce și cantitatea de risipă în timpul procesului de fabricație proces. Cu aceste afirmații, se observă că reducerea în greutate a balamalelor ușilor este destul de importantă. Prin urmare, folosind aluminiu în balamalele ușilor contribuie la durabilitatea transportului.
În acest studiu, studiul ușor se realizează cu ajutorul aliajului de aluminiu în vehicul utilitar proiectarea balamalei ușilor. Pentru a investiga confortul utilizării FEA din aluminiu care simulează siguranța reglementările se efectuează pentru diferite aliaje. AA7075-T73 se găsește mai potrivit conform rezultatelor FEA. Apoi, prototipul unei balamale de ușă AA7075-T73 este fabricat cu forjare experimente. A trecut toate testele în mod substanțial.
Materiale si metode
Analiza elementelor finite este o abordare inginerie extrem de fiabilă și un instrument valabil pentru produs dezvoltare. Reduce timpul petrecut în procesele de proiectare și validare. Astfel, costul de proiectare scade. Are mai multe avantaje, cum ar fi analizarea geometriei complexe, anizotropice și neliniare materialul etc. Precizia rezultatelor analizei cu elemente finite depinde de utilizarea mecanică reală valorile materialelor, utilizarea condițiilor limită adecvate și întinderea netedă. Pentru anizotrop material, raportul Poisson trebuie definit. Pentru interacțiune, rezultate mai bune se obțin cu tetra forme de formă, mai degrabă decât cele în formă de triunghi. În acest studiu se efectuează analize ale elementelor finite pe balamalele ușilor vehiculelor comerciale cu oțel și trei aliaje diferite de aluminiu. Hypermesh este utilizată pentru interfață și model este rezolvată în Radioss. Proprietățile mecanice ale materialelor candidate sunt ilustrată în tabelul 21.
Tabel nr.21. Proprietăți mecanice ale materialelor utilizate
În lucrarea prezentă, testele de rezistență la balamale și de rafale de vânt sunt luate în considerare pentru FEA și deoarece acestea sunt mai critice decât celelalte teste. După aceste teste, durabilitate și coroziune testele sunt efectuate în cele din urmă. Pentru testul de rezistență, F 1 = 19,800 N este aplicat în direcția X și F 2 = 15,800 N se aplică în direcția Y, simultan. Aceste forțe sunt extrem de mari pentru a simula orice accident grav. Testul de rafale de vânt este cea mai grea regulată a balamalelor ușii. Simulează ușa care este supusă la un vânt puternic când este într-o poziție complet deschisă. F 3 = 1000 N este aplicat în punctul de blocare al lui ușă. În această situație, unghiul maxim de întindere trebuie să fie mai mic de 5 ◦. În figura 3, încărcarea se prezintă condițiile de încercare a rafalelor de vânt.
Rezultate si discuții
În această lucrare, balamaua ușii unui vehicul utilitar este analizată pentru a reduce greutatea în conformitate cu norme de siguranță. Greutatea balamalei scade cu ajutorul aliajelor de aluminiu cu 65% atunci când comparând utilizarea oțelului. Cu toate acestea, aliajele 6082 și 6262 nu au trecut regulile privind rafalele de vânt 7075 au trecut ambele teste. Rezultatele FEA sunt validate prin experimente.
Figura nr. 27.Testul de rezistență
Figura nr.28.Diferențe de rezistență la stres înainte și după reducerea costului
Grafic nr.11. Preț estimat
Conform testului de rezistență la balamale, valorile tensiunilor și tensiunilor pe balamale sunt adecvate pentru oțel material. Stresul maxim von Mises de aproape 373 MPa are loc pe orificiul pin al balamalei fixe pentru direcția X și, pentru direcția Y, valoarea maximă este de aproximativ 364 MPa. Pentru testarea de rafale de vânt, tensiunea maximă este de aproape 357 MPa și a apărut din nou pe orificiul pinului balamale la utilizarea oțelului. Pe de altă parte, valoarea de stres pe pin este de 410 MPa, care nu provoca orice risc de rupere. O altă cerință este valoarea unghiului de întindere pe ușă care este legată de a deplasarea punctului de blocare. Valoarea deplasării este de 29,1 mm. Unghiul de întindere este de 2,15 ° și această valoare ar putea fi găsite prin teorema cosinus.
Figura nr. 29.Reducerea costului per etape pentru piesă
Unghiul de întindere care apare în testul de rafală a vântului cu oțel. Cu Al6262, deplasarea punctului de blocare a ușii este de 90.308, ceea ce nu este îndeplinită a patra regulament. După aceea, sunt analizate 7075 de aliaje. Deși rezultatul mai bun este atins, întinderea unghiul depășește valoarea limită pentru testarea vântului. În tabelul 3, valorile de deplasare și unghiuri sunt prezentate.
Pentru nit, valoarea medie a tensiunii este de 600 MPa pentru direcția X și 479 MPa pentru direcția Y. Datorită modului de elasticitate al aluminiului, valorile de deplasare sunt mai mari atunci când se compară oțelul. Când ușa se află într-o poziție complet deschisă, componenta mobilă și fixă a balamalei are contact cu dop din plastic. În proiectul actual, acest opritor este numai pe partea fixă. În noul concept, un dop de plastic este adăugat pe componenta mobilă pentru a reduce unghiul de întindere. Pe de altă parte, designul este ușor modificat pentru fabricarea aluminiului. După ce rezultatele FEA sunt compatibile cu reglementările, prototipul balamalei cu Alogenul Al7075-T73 este generat pentru experimente. Compoziția chimică a acestui aliaj este de 89% Al, 5,5% Zn, 1,5% Cu, 2,1% Mg, 0,5% Fe, 0,4% Si, 0,3% Mn, 0,2% Cr și celelalte elemente sunt împărțite ce a mai rămas. Balamaua ușii din aluminiu a fost fabricată folosind o forjare la cald (400 ° C), proces pe o presă cu șurub cu o capacitate de 1500 de tone ca mașină de forjat. Procesul a fost îndeplinit cu patru faze care se îndoaie, forjarea preformată, tunderea și finisarea și fixare găurile sunt generate cu prelucrarea înainte de tratarea termică. Cu testul de durabilitate, ușa este deschisă și închisă de 100.000 de ori în camera standard.
Figura nr.30.Rezultate reducere cost pentru componente auxiliare 5, respectiv 16%
Figura nr. 31.Reducerea costului pentru balama
Condiții. Nu a fost observat nici un defect în balama la sfârșitul testului. În cele din urmă, balamaua este supusă la ceață de sare (NaCI 5%) timp de 96 ore. Nu există coroziune vizibilă. Conform testelor, se vede că FEA rezultatele sunt compatibile cu rezultatele experimentale.
O balama ușoară a ușii pentru vehicule comerciale durabile a fost proiectată și montată patentează. Analiza elementelor finite a fost utilizată pentru dezvoltare. Utilizarea aliajelor de aluminiu au fost investigate balamalele ușilor de vehicule. Pentru a alege un aliaj de aluminiu adecvat, au fost realizate mai multe studii efectuate, luând în considerare reglementările de siguranță. După determinarea materialului adecvat cu FEA, validarea rezultatelor a fost asigurată prin experimente. Prin studiul de proiectare și schimbarea conținutului, greutatea totală a balamalei scade cu 65%. Greutatea este de 2,3 kg / pe balamale cu material din oțel.
Când se utilizează aluminiu Al7075, acesta scade până la 0,72 kg / balama. Când luați în considerare numărul a balamalelor într – un vehicul utilitar și a cantității anuale de producție de vehicule utilitare, tone de materialele ar putea fi salvate. În plus, această balama ușoară asigură o reducere de mii de litri de utilizare a combustibilului. În consecință, emisia de CO 2 cu mii de kilograme ar putea scădea cu această substituție materială. Datorită rezistenței sale specifice ridicate, a densității scăzute și a gradului de reciclare, sa dovedit că aluminiu ar putea fi folosit în locul oțelului în balamalele ușilor vehiculelor comerciale.
Estimările costurilor
Informatii despre preturile pentru componente si productie pentru usa 9-3 sunt confidențiale și, prin urmare, nu vor fi prezentate în mod corect în acest raport. Cu toate acestea, deoarece nu există multe componente în afară de structura ușii și modulul de ușă sunt noi, prețul pentru componentele rămase este considerat ca fiind același ca și pentru modelul vechi 9-3. Prin utilizarea CES cu greutatea și materialul fiecărei componente, se fac estimări pentru costul de producție al aluminiului 6 și 7000, precum și pentru modulul de ușă ABS din turn, costul de fabricație pentru aceste componente poate fi văzut în Figurile 43-45. Ca promovare, are deja comenzi pe 270.000 de vehicule.
Figura nr. 32.Rezultate finale reprezentate schematic: diferențe produs înainte de aplicarea reducere cost și după
Categorie Afaceri / Cost-Inginerie- Proiect: platformă pentru gestionarea costurilor:
Descrierea echipei :
Echipa globală este specializată în:
• Îmbunătățirea costurilor proiectului curent (sistat).
• Facilitarea conceptului "Design to cost" în dezvoltarea de produse noi
• Introducerea tehnologiilor FMC.
Probleme de abordat în strategia de cost:
– Înțelegerea costul produselor, inclusiv costurile de conducere.
– Opinia reieșită din studiu de piață: clienții ne spun că gama de ofertele este costisitoare.
– Nu se gestionează nivelul costurilor prin platformă tehnologică.
– Câmpurile petroliere sunt tot mai costisitoare pentru a fi dezvoltate și operate.
– Introducerea managementului costurilor produselor în fața concurenților .
Categorie: Inginerie de afaceri – Domeniu de aplicare:
Creșterea costului curent(înghețat),
– Lucrul cu categorii către furnizori,
– Stabilirea unui furnizor specific în cazul costurilor în colaborare cu furnizorii,
– Identificarea oportunităților de reducere a costurilor furnizate de furnizori, pentru a le împărtăși celor două părți,
– Gestionarea categoriilor de sprijin cu negocieri bazate pe facturi,
– Experiența arată în mod tipic o îmbunătățire a prețurilor de la furnizori în intervalul de 10-20%
– Economii realizate H2 2012 – II 2013) 10 milioane USD la prețuri îmbunătățite în comenzile reale (Ucon H / V, Turnătorie, Oțel etc.)
Îmbunătățirea costurilor pentru furnizori: IT este munca în echipă!
Clienții FMC solicită o tehnologie Submarină care poate funcționa în mod fiabil timp de 30-40-50 de ani
• Prin urmare, nu putem schimba furnizorii în fiecare an,
• Avem nevoie de furnizori care să poată rămâne cu noi pe termen lung,
• Prin urmare, avem nevoie de furnizorii profitabili,
• Avem nevoie de furnizori care să ne poată ajuta competitivitatea, prin îmbunătățirea lanțului de aprovizionare a producției
• Îmbunătățirea costurilor este o lucrare în echipă și conduce la succes prin următorii pași :
– Identificăm și implementăm împreună îmbunătățirile de costuri.
– Împărțim îmbunătățirea costurilor.
– Ambele părți își îmbunătățesc marja.
Analiza costurilor – Procesul MAP pentru proces – Exemplu
Furnizată ca soluție completă de sortare de către trei furnizori preferați:
– Smeral Brno AS, Republica Cehă;
– Officina Mecanica Roselli, Italia;
– HME Technologies, Singapore
– Materia primă furnizată de Ire Omba: Revizuire bazată pe Costul Landed
Figura nr. 33. Scopul și utilitatea stabilirii costului de producție:
1.Faclitează conceptul de ´´design de cost´´ în dezvoltarea de noi produse:
De exemplu: facilitarea targetului de cost în stabilirea modului de desfășurare al proceselor de producție,
Divizarea costurilor target în costuri individuale,
Costul trebuie să se calculeze repetat în fiecare stagiu,
Urmărirea factorilor de care depinde costul pe parcursul procedului de design.
2.Este parte a procesului global care implică costul de producție.
3. Colaborează îndeaproape cu proiectarea produsului.
4. Practica a arătat o mbunătățire cu 10% atunci când noul plan de proiectare a fost aplicat( pentru procesul nou de producție fiind folosit HUB Inb Guide Post, iar în trecut era folosit Media Conv Module, Benchmark).
CONCLUZIE: Avantaje CNC
Dezavantaje CNC ( Investiția inițială mare)
Companiile din aproape fiecare industrie folosesc software sofisticat de afaceri pentru a-și combina creșterea, dar mulți se luptă să țină pasul cu creșterea lor și să gestioneze costurile în mod eficient din cauza unei lipse de sisteme funcționale deconectate care cauzează blocaje de proces și probleme legate de productivitatea angajaților. Software-urile integrate de business transformă modul în care companiile rulează și le permit să depășească impedientele tot mai mari care le-au împiedicat să-și preia afacerile la nivelul următor de creștere profitabilă. Deoarece schimbările de proces pot fi implementate rapid, utilizatorii de afaceri de zi cu zi pot să își aplice expertiza funcțională pentru a adapta procesele și aplicațiile într-un mod care îmbunătățește performanța. Între timp, IT-ul este liber să se concentreze pe inițiative strategice care pot adăuga valoare la linia de jos prin construirea de soluții inovatoare cu valoare adăugată. Cu un sistem software integrat, extinderea către mai multe locații și canale suplimentare de vânzare poate fi realizată mult mai rapid datorită proceselor și datelor de gestionare a comenzilor unificate și a contabilității. Companiile pot, de asemenea, să renunțe și să vândă mai eficient la baza lor de clienți existentă datorită vizibilității îmbunătățite pe care o obțin. Odată ce IT nu mai trebuie să achiziționeze, să instaleze și să mențină mai multe sisteme, precum și diversele integrare dintre ele, poate fi realizată o reducere semnificativă a costurilor operaționale, în timp ce domeniul IT poate fi folosit pentru îmbunătățirea operațiunilor de afaceri. Vizibilitatea în timp real este importantă pentru luarea deciziilor informate în timp util. Atunci când informațiile pot fi accesate instantaneu de aproape oriunde, fără a pierde resursele pentru extragerea datelor și pentru legarea datelor din diferite surse, angajații sunt mai bine informați și pot lua decizii mai precise și mai rapide. De exemplu, dacă avem toate datele de afaceri disponibile în timp real, există câteva procese cheie pe care le puteți întâlni în operațiunile zilnice, cum ar fi gestionarea comenzilor, îndeplinirea, facturarea, colectarea de numerar, aprobările de cheltuieli și consolidarea financiară.
Introducerea conceptului de planificare a producției orientat mecatronic posedă un potențial ridicat de reducere a timpului de punere în funcțiune, precum și a timpului de identificare a erorilor în generarea programelor de control. Beneficiile globale ale abordării mecatronice nu sunt încă utilizate pe scară largă. Principalul motiv este că nu a atins un statut de abordare standard pentru planificarea configurației în fabricile de automobile. În ciuda faptului că oferă un schimb de date fără întreruperi între diferitele instrumente de planificare, optimizarea selecției și a parametrilor de configurare a producției depinde în principal de experiența planificatorilor și a operatorilor de magazin. Mai mult decât atât, există o legătură lipsă cu baza de cunoștințe. Au fost observate variații continue în configurațiile de producție automotve în decada dăunătorilor. Integrarea tehnologiilor avansate în sistemele de producție a condus la producerea de vehicule moderne la scară masivă. Tehnologiile de asamblare vor constitui viitoarele setări de producție pentru automobile. Este de remarcat faptul că nu există nicio contribuție cunoscută până acum în domeniul configurațiilor de producție configurabile pentru magazinul de autovehicule. Conceptele reconfigurabile au fost explorate în domeniul mașinilor-unelte, al prășitoarelor de roboți și al variantelor flexibile variante. Schimbarea paradigmei de la producția de masă la personalizarea în masă, până la un scenariu de producție unică, necesită noi concepte de proiectare pentru setările de producție corporală. Acest concept trebuie să se bazeze pe componente hardware și software scalabile și modulare pentru reutilizarea acelorași resurse pentru producerea de produse din diverse familii. Mai mult, constrângerile de livrarea produsului necesită o reconfigurare rapidă a setărilor de producție. Tendințele emergente în dezvoltarea grupurilor de producție auto sunt observate ca fiind rezultatul preconizat al proiectelor de colaborare de la diferiți producători de automobile și instituții de cercetare din Europa. Acestea sunt împărțite în patru categorii de-a lungul complexității multiple. Amplasamentele magazinelor se bazează pe celule flexibile interconectate, care pot fi scalabile în fabrici. Schimbul de materiale se realizează prin sisteme flexibile de transport, cum ar fi vehicule automatizate ghidate. Există un mare potențial pentru angajarea noilor generații de roboți în asamblarea subansamblelor multimateriale. Acestea sunt roboți ușori și roboți colaborativi care oferă flexibilitate pentru producția asistată de om. Aceste configurații vor fi constituite din celule reconfigurabile și din forța de muncă mobilă pentru a obține o productivitate mai mare în schimbarea vitelor de producție. Magazinele de caroserie vor consta în reconfigurarea mjloacelor bio care pot fi schimbate între diverse tehnici de îmbinares. Procesul de transformare rapidă va îmbunătăți reutilizarea resurselor pentru noile aplicații. În plus, reutilizarea resurselor câștigă reduce impactul potențial asupra mediului prin limitarea dumpingului resurselor. În mod normal, nu există nicio cercetare care să se refere vreodată la impactul asupra mediului al procesului de reconfigurare asupra organizațiilor de producție auto.
Cu toate acestea, s-au folosit mai multe metodologii de planificare și punere în funcțiune pentru configurații de producție pentru a sprijini maltarea deciziei în mediul de producție flexibil și reconfigurabil. Discuția privind aceste metodologii este exclusă din sfera de cuprindere a acestei lucrări deoarece este limitată în principal la problemele de reconfigurare în industria automobilelor caroserii. O mână de literatură se concentrează asupra problemelor de reconfigurare a variantelor de vehicule noi pe liniile de producție existente. În plus, diferite instrumente de optimizare pentru planificarea resurselor și planificarea sarcinilor sunt utilizate în instrumentele de planificare. Ele se bazează pe programare matematică, euristică, algoritmi de programare a constrângerilor și inteligență artificială. În plus, au fost făcute planuri și secvențiere în funcție de scenariile de producție în masă. Scopul planificării este limitat la loturi variabile și seturi specifice de mașini dedicate și flexibile. Aceste mașini nu sunt totuși transformabile pentru a suporta operații versatile. Avantajul semnificativ al organizării magazinelor multifuncționale este exploatarea flexibilității pentru operațiuni distincte care utilizează aceleași resurse. În plus, este necesară și o metodologie de reconfigurare pentru a elimina redundanța inutilă în procesele de configurare, este realizată prin reutilizarea mai multor cunoștințe existente, precum și a resurselor.. Componentele și modulele esențiale ale instrumentului de reconfigurare pentru configurații versatile ale magazinelor de caroserie sunt illustrate. Datele parțiale din sistemul CAD sunt preluate și rezolvate în caracteristicile primare și secundare. Comparația acestor caracteristici se face cu caracteristicile deja existente în baza de date a caracteristicilor din catalogul de date tehnologice. În plus, compararea materialelor, precum și a dimensiunilor, se face, de asemenea, între cazurile de determinare a similarității Analizorul de corelație este un instrument care are algoritmul euristic pentru a determina spațiul de căutare pentru compararea cazului în focalizare și cazurile din bază de date Dac cazul este rotund; Analizorul de corelație selectează tehnologia procesului și specificațiile și parametrii de resurse asociate. Aceste informații sunt furnizate configuratorului de configurare sub formă de date XML. În configuratorul de configurare, sarcinile de îmbinare sunt secvențiate mai întâi pe baza aceluiași interval de timp de livrare. Apoi, fiecare set de sarcini de îmbinare care se încadrează în același interval de timp de livrare este comandat folosind algoritmi cunoscuți din teoria graficelor și algoritmi euristici. Rezultatul este generarea unei secvențe optime pentru a obține o ușurință ușoară de reconfigurare între fiecare activitate consecutivă. Secvența finală a sarcinilor, precum și informațiile relevante, sunt date controlerului de configurare. Controlerul de configurare acționează ca un controler central pentru o rețea distribuită de celis de îmbinare versatilă. Acesta generează programul de configurare. Programul este în sfârșit încărcat de către controlorul de celulă respectiv pentru a executa sarcina atribuită. Integrarea sporită a noilor materiale în autovehicule, precum și tehnologiile de prelucrare aferente au redus considerabil durata de viață a producției de automobile. În plus, ciclurile de viață reduse ale produselor și timpul mai rapid spre piață influențează negativ procesul de configurare a producției, prin urmare, industria automobilelor viitoare are nevoie de seturi de producție versatile pentru a face față investiției uriașe și timpului necesar pentru redesenarea acestora. Aceste setări s-au dezvoltat pe componente hardware și scalabile modulare și scalabile, prin care fiecare componentă acționează ca fișă și produce dispozitive. În plus, este necesară o metodologie inteligentă de reconfigurare pentru reconfigurarea configurațiilor de producție cu reutilizarea extensivă a resurselor de cunoștințe, precum și pentru eliminarea activităților redundante nedorite. O celulă de îmbinare flexibilă pilot este realizată pentru îmbinarea componentelor subansamblu . Arhitectura pentru instrumentul de reconfigurare este prezentată și parțial realizată pentru a demonstra conceptul de reconfigurare pentru magazinele de autovehicule. O extensie a acestei lucrări are o sferă mult mai largă în contextul rezolvării complexității induse de personalizare în viitoarele sisteme de producție auto. Lucrarea urmărește atingerea unui nivel eficient de descentralizare în producția de vehicule. Prin urmare, productivitatea va fi sporită prin exploatarea conceptelor deschise de inovare nu numai în proiectarea produselor, ci și în sistemele de producție în ansamblu. lanțurile de procese precum și resursele vor fi configurate prin intermediul platformei de colaborare bazate pe web.
Bibliografie
1.Dârvăreanu, St. Luputiu I – Geometrie descriptiva si desen tehnic , Ploiești , 1989
2. Talle, M. – Desen tehnic , Ploiești , 2002
3. Bondărescu, H., Gheorghian, T. s.a. – Geometrie descriptivă și desen tehnic vol. II. Desen tehnic , Ploiești , 1984.
4. Moncea, J. s.a. – Desen tehnic, Editura didactică si pedagogică, București, 1965.
5. Husein, Gh., Tudose, M. – Desen tehnic , Editura didactica și pedagogică , București,
1974.
6. Husein, Gh., Tudose, M. – Desen tehnic de specialitate, Editura didactică si pedagogică,1992
7. Husein, Gh. , Saveanu, L. – Desen tehnic pentru construcții de mașini , Editura didactică și pedagogică , București, 1972.
8. Grigore, N. – Organe de mașini. Transmisii mecanice, Editura Universității din Ploiești, 2003.
9. Precupețu, P., s.a. – Desen tehnic industrial pentru construcții de mașini, Editura tehniă, 1982.
10. Lăzărescu, I., s.a. – Cotarea functionala si cotarea tehnologica, Editura tehnică, București, 1973.
11. Bondărescu, H. – Culegere probleme de geometrie descriptivă, vol I, Editura tehnică, 1956.
12. Grigore, N. – Organe de masini , vol.I, Asamblari, Editura tehnica , Bucuresti, 2000
13. Ivan, M. , s.a. – Mașini-unelte si control dimensional, Editura didactică și pedagogică , București, 1980.
14. ***Institutul Român de standardizare . Desene tehnice. Colecție de standarde , Editura
tehnica, Bucuresti, 1996.
15. Grigore N. – Desen tehnic, Vol I , Editura Universității Petrol-Gaze din Ploiesti , 2013
16. Grigore N. – Desen tehnic, Vol II , Editura Universitatii Petrol-Gaze din Ploiești , 2015
UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă Robert Adrian Enache. Ploiești 2019 pag. 78
17. Diaconescu, I. s.a. – Masini-unelte, vol IV, Editura Transporturilor și Telecomunicatiilor , Bucuresti, 1962.
18. Diaconescu, I. s.a. – Masini-unelte, vol VI, Editura Transporturilor si Telecomunicațiilor , București, 1962.
ANEXE
Figure 1 : Exemple de taille par outil crémaillère, source Chauvin-Mécagraphic [ 1 ]
Figure 2 : Mouvements d’engrènement lors du taillage par outil crémaillère, image J. Dufailly [2]
Figure 3 : Géométrie de l’outil crémaillère, image J. Dufailly [2]
Lors de l’usinage avec un outil crémaillère la vitesse de coupe est très faible (de l’ordre de 15 à 20 m/min) et la lubrification doit être abondante. Le mouvement d’aller-retour de l’outil crémaillère synchronisé avec la rotation relative par rapport à la roue à tailler génère le profil en développante de cercle (figure 4).
Figure 4 : Mouvements lors de l’usinage d’une roue avec un outil-crémaillère
Figure 5 : Outil-crémaillère module m = 4 et d’angle de pression a0 20°et son profil, images HHM
Figure 6 : L’outil sur la machine est incliné à droite, la roue usinée est à dentures à gauche 1.4 –
Figure 13 : Outil pignon à denture hélicoïdale, images HHM
(a) (b)
Figure 14 : Usinages de dentures intérieures par outil pignon, images (a) Liebherr [7] et (b) cvmpp [8]
.
Masina unealtă, scule și instrumente de măsură
.
S1- Suprafața plană orizontală (COD: SPO- 01)
S2- Suprafața cilindrică exteriaoară (COD: SCE- 01)
S3- Suprafața cilindrică exterioară (COD: SCE- 02)
S4- Suprafața plană orizontală (COD: SPO- 02)
S5- Suprafața cilindrică exterioară (COD: SCE- 03)
S6- Suprafața plană orizontală (COD: SPOG- 03)
S7- Suprafața plană verticală (COD: SPV- 01)
S8- Canal liniar (COD: CLN- 01)
S9- Canal liniar (COD: CLN- 02)
S10- Suprafața plană verticală (COD: SPV- 02)
S11- Suprafața plană verticală (COD: SPV- 03)
S12- Suprafata cilindrică interioară (COD: SCI- 01)
S13- Suprafata cilindrică interioară (COD: SCI- 02)
S14- Suprafața cilindrică interioară (COD: SCI- 03)
S15- Suprafata cilindrică interioară (COD: SCI- 04)
S16- Suprafața cilindrică interioară (COD: SCI- 05)
Tabel 1.1 Codificarea suprafețelor și caracteristici
Suprafața 1, 4 și 5
…
Exemplu proiectare arbore pinion
….
.
Fig. 1.2.
Fig. 1.3.
Fig. 1.4
Fig. 1.5.
Fig. 1.6.
Fig. 1.7.
Fig. 1.8.
Fig. 1.9.
Fig. 1.10.
Fig. 1.11.
Fig. 1.12.
Fig. 1.13.
Fig. 1.14.
Fig. 1.15
Fig. 1.16.
1.17
Fig. 1.17. Strain state of the spindle
Fig. 1.18.
Fig. 1.19.
:
Calculele privind dependența (1.1) pentru angrenajele cu vierme cu parametri de angrenare diferiți au arătat că u / d1 0,02 … 0,03, adică pentru a forma un angajament fără gol, este suficient să se prevadă posibilitatea de deplasare a viermei paralel cu axa roții cu o cantitate u egală cu 2 … 3% din diametrul pasului său 1 d. În mod natural, viermele trebuie să fie într-o poziție deplasată sub acțiunea sarcinilor externe. Cu o anumită direcție a forței circumferențiale asupra viermului, viermele va tinde să revină la poziția neschimbată (imaginea punctată în figura 1.28). Acest lucru va duce la o degajare în plasă, ceea ce va încălca precizia de sincronizare a rotației pentru vierme și roată. Pentru a contracara această deplasare, arcurile de compresie pot fi montate pe suporturile culisante ale arborelui de vierme. Forțele arcurilor F p sunt calculate din condiția de echilibru a sistemului de forțe prezentat în fig. 1.30. După condiția de echilibru a forțelor: 2 F P G Ft1 , de unde F P (Ft1 G) / 2, H. După transformări, obținem
Coeficientul de suprapunere a angrenajului de vierme S în mijlocul planului de capăt al roții; (x– este coeficientul de deplasare al viermilor)
Fig. 1.33.
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: Pinion De Reductor 3 [304787] (ID: 304787)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.