Proiect Clema de Fixare

Tema proiectului

– piesa „clemă de fixare”

Documentul tehnic normativ

Capitolul 1

Analiza formei și dimensiunilor piesei

1.a.Abateri limită pentru dimensiuni fără indicații de tolerantă ale pieselor obținute prin tăiere, îndoire sau ambutisare

1.b.Condiții de formă și precizie, la ștanțare

1.c.Condiții de formă și precizie, la îndoire

Breviar de calcul tehnologic

Capitolul 2

Determinarea formei și

dimensiunilor semifabricatului

Capitolul 3

Stabilirea unor variante de itinerariu tehnologic

Capitolul 4

Calcule de croire

Capitolul 5

Alegerea variantei optime a tehnologiei

Capitolul 6

Determinarea condițiilor dinamice din proces

6.a.Forța, lucrul mecanic și puterea necesară la tăiere

6.c.Centrul de presiune al matriței

Capitolul 7

Alegerea utilajului de presare

Capitolul 8

Normarea operațiilor de presare

Breviar de calcul de dimensionare

Capitolul 9

Dimensiuni funcționale

9.a.Aspecte constructive specifice legate de elementele active ale ștanței

9.b.Aspecte constructive specifice legate de elementele active ale matriței

Capitolul 10

Dimensionarea și verificarea elementelor

puternic solicitate

10.a. Calculul de verificare al plăcilor active

10.b.Poansoane

10.c.Calculul de verificare a plăcilor de bază

Notiță tehnică

Capitolul 11

Norme de tehnica securității muncii

Bibliografie

Pagini 47

=== Proiect – Clema de fixare ===

TEHNOLOGIA PRESĂRII

LA RECE

Tema proiectului

– piesa „clemă de fixare”

Date inițiale:

materialul piesei St 50.1 (după DIN), echivalentul românesc – OL 50 – STAS 500;

grosime material, g = 1 mm;

rezistența la rupere, σr = 560 MPa;

rezistența la forfecare, τf = 480 MPa;

alungirea relativă, δmin = 15 %.

Documentul tehnic normativ

Capitolul 1

Analiza formei și dimensiunilor piesei

1.a.Abateri limită pentru dimensiuni fără indicații de tolerantă ale pieselor obținute prin tăiere, îndoire sau ambutisare

Obiect și domeniu de aplicare

Prezentul standard stabilește abaterile limită pentru dimensiunile fără indicații de toleranță, cât și toleranțele geometrice neindicate la coaxialitate, simetrie, rectilinitate și răsucire, ale pieselor din metal, obținute prin tăiere, îndoire sau ambutisare, la rece sau la cald, din produse laminate finite.

Prezentul standard nu se referă la abaterile limită ale grosimii pieselor plate sau ale grosimii pereților pieselor profilate.

Abaterile limită și toleranțele geometrice stabilite în prezentul standard, pentru piese plate, se referă la zona de tăiere netedă.

Clase de precizie

Prezentul standard stabilește trei clase de precizie: 1; 2 și 3.

Dacă sunt necesare abateri limită sau toleranțe geometrice diferite de cele stabilite prin prezentul standard, acestea se vor înscrie pe desen conform prevederilor din STAS 6265-82, STAS 7385/1-85 și respectiv STAS 7385/2-85.

Piesa clemă de fixare se încadrează în clasa de precizie 2.

Fig.1 Piesa – „clemă de fixare”

Abateri limită și toleranțe de poziție la piese plate

Prin piese plate, în prezentul standard, se înțeleg piesele obținute din produse plate laminate, prin operații de tăiere (perforare, decupare, retezare).

Pentru piesa desfășurată vom avea:

pentru cotele 15 ± 0,4 mm, 23 ± 0,4 mm, 26 ± 0,4 mm, 49,6 ± 0,5 mm;

Abaterile limită pentru dimensiunile liniare ale pieselor plate, cu excepția razelor de racordare sunt în funcție de grosimea nominală a produsului plat laminat utilizat, conform tabelului 1, STAS 11111 – 86.

Abateri limită și toleranțe de poziție la piese profilate

Prin piese profilate, în prezentul standard, se înțeleg piesele obținute din produse plate laminate care datorită cel puțin a unei operații de deformare (îndoire, ambutisare) nu mai sunt plane.

Abaterile limită pentru dimensiunile liniare ale pieselor profilate, cu excepția razelor de racordare, sunt indicate în tabelul 4, STAS 11111 – 86.

Pentru piesa îndoită vom avea:

pentru cotele 21 ± 0,8 mm, 24 ± 0,8 mm, 5 ± 0,4 mm;

Abaterile limită pentru razele de racordare ale pieselor profilate sunt conform tabelului 5, STAS 11111 – 86.

1.b.Condiții de formă și precizie, la ștanțare

Piesa de prelucrat se prezintă în figura 1.

a. La utilizarea plăcilor active monobloc de tăiere, considerentele de durabilitate ale acestui element activ impun restricțiile de formă indicate prin figura 4.1[1], respectiv tabelul 4.9[1].

pentru α ≥ 900,

Rmin = 0,3 · g = 0,3 · 1 = 0,3 mm

R1 = 1,5 mm și R2 = 3 mm

b. Dimensiunile minime ale orificiilor realizabile pe stanțe obișnuite se indică în tabelul 4.10 [1], cu raportare la figura 4.1[1].

b ≥ (1,2 …… 1,5) · g = 1,2 …… 1,5 mm

b1 = 3 mm și b2 = 6,5 mm

dmin = 1,2 · g = 1,2 mm

d = 6 mm

Fig.2 Raze de racordare și dimensiuni orificii – piesă

În figura 2 se prezintă forma și dimensiunile razelor de racordare și orificiilor piesei.

La stanțe cu poansoane cu ghidaj telescopic, diametrul minim al orificiului perforat poate atinge valoare de d ≥ 0,3 · g, iar la materiale cu valori reduse de rezistență la rupere, chiar sub 0,3 · g.

Pentru orificii profilate se impune ca h1 ≥ g.

c. Distanța minimă dintre orificii, respectiv de la marginea plăcii active și aceste orificii, ținând seamă de rezistența plăcii active la stanțe cu acțiune simultană de perforat și decupat, se precizează în tabelul 4.11[1].

amin = 2,7 mm, pentru g = 1 mm

a = 8,25 mm

Obținerea distanțelor mai mici decât cele indicate în tabelul 4.11 [1] este posibilă prin utilizarea mai multor stanțe simple sau a stanței cu acțiune succesivă.

La piesele îndoite și ambutisate, poziția orificiilor se stabilește conform schițelor și relațiilor din figura 4.2 [1].

d. Precizia prelucrărilor de tăiere, în cazul lucrului pe stanțe cu ambele elemente active rigide, se indică în tabelul 4.15 [1].

Decupare

Pentru cotele 49,6 ± 0,15 mm, 26 ± 0,15 mm, 23 ± 0,15 mm

Perforare

Pentru cota Φ6 ± 0,06 mm

1.c.Condiții de formă și precizie, la îndoire

a. Razele minime de îndoire ale materialului, la care se previne fisurarea acestuia, pentru α ≥ 900, se indică-n tab.(5.2) [1].

pentru , rmin = g · 0,8 = 1 · 0,8 = 0,8 mm

r1 = 1,5 mm și r2 = 1 mm

b. Îndoirea minimă a porțiunii drepte a părții îndoite, la scule cu elemente active rigide, se ia:

H – r ≥ 2 · g, pentru g = 1 mm

3 – 1 ≥ 2 · 1 = 2 mm

Fig.3 Îndoire minimă porțiune dreaptă – piesă

c. Pentru îndoirea unei zone la o piesă ca-n fig.5.3 [1], trebuie să se execute prealabil șlițuiri cu:

b ≥ g și k ≥ r

6 ,5 ≥ 1 și 16 ≥ 1

d. Abateri ale razelor de îndoire, din tab.(5.5)[1]:

pentru r = 1 mm și r = 1,5 mm

abaterea ± 0,5 mm

Breviar de calcul tehnologic

Capitolul 2

Determinarea formei și

dimensiunilor semifabricatului

Dimensiunile semifabricatelor plane pentru piese executate prin îndoire se determină în mod diferit pentru următoarele două cazuri:

când îndoirea se face după o anumită rază;

când îndoirea se face fără rază de curbură, cu calibrarea unghiului. în primul caz, pentru calculul dimensiunii semifabricatului se consideră că lungimea acestuia este egală cu lungimea stratului neutru al piesei îndoite.

Poziția stratului neutru se poate determina cu ajutorul tabelului 7.1[3], iar valoarea razei de curbură a acestuia cu relația (7.10) sau cu alte relații stabilite de diferiți cercetători [3].

Astfel, lungimea l a semifabricatului plan se calculează cu relația:

L = l1 + l2 + … + ln + l·φ1 + l·φ2 + … + l·φn-1 (7.25)[3]

în care:

l1, l2,…, ln – lungimile porțiunilor drepte ale piesei îndoite;

lφ1, lφ2,…, lφn-1 – lungimile stratului în porțiunea îndoită (curbată).

Lungimea stratului neutru l·φ în porțiunea îndoită (v. fig. 4, a) se calculează cu relația:

l · φ = (7.26)[1]

în care:

φ – unghiul porțiunii îndoite (φ = 180° — α), în grade;

x – coeficientul pentru determinarea poziției stratului neutru;

r – raza de îndoire la interiorul piesei, în mm.

Fig.4 Calculul lungimii semifabricatelor pentru piese îndoite

În practica curentă, pentru simplificarea calculelor, lungimea semifabricatelor plane pentru piesele îndoite se poate determina cu ajutorul unor tabele care se bazează pe aceeași relație a razei stratului neutru și a distanței x pentru poziția acestuia [5].

Vom efectua calculul pe fibra medie, conform figurii 5.

Date inițiale:

l1 = 21 mm;

l2 = 22 mm;

l3 = 3 mm.

ρ1 = r1 + x1·g = 1,5 + 0,405·1 = 1,94 mm

ρ2 = r2 + x2·g = 1 + 0,42·1 = 1,42 mm

Unde:

x1 = 0,405, pentru r1 = 1,5 mm;

x2 = 0,42, pentru r2 = 1 mm;

α1 = π/4,5;

α2 = π/2.

Se calculează desfășurata piesei:

L = 1,94 π/4,5 + 1,42 · π/2 + 3 + 21 + 22 = 49,6 mm

Fig.5 Schemă de calcul desfășurată

Piesa ce va trebui obținută prin ștanțare va avea configurația din figura 6.

Fig.6 Piesa clemă de fixare – desfășurată

Capitolul 3

Stabilirea unor variante de itinerariu tehnologic

Se vor stabili următoarele:

procesul tehnologic de obținere al piesei, precizând caracterul, numărul și succesiunea (simultaneitatea prelucrărilor):

piesa se execută prin ștanțare – îndoirere;

ștanțarea se face din banda – fâșii;

matrițarea (îndoirea se face din bandă).

tipul matriței în funcție de procesul tehnologic adoptat:

matriță simplă pentru îndoire.

numărul prelucrărilor executate simultan:

ștanțare – decupare, perforare.

modul de realizare a prelucrărilor în timp:

prelucrare succesivă;

prelucrare simultană.

numărul de piese matrițate la o cursă dublă a poansonului piesei:

2 piese.

d) modul de avansare și fixare al materialului în ștanță (matriță), de scoatere a pieselor și îndepărtarea deșeurilor

ștanțare

aducerea și așezarea – sculă, din bandă (fâșii);

scoaterea piesei din sculă, lucrul din fâșii;

îndepărtarea deșeurilor, lucrul din fâșii.

matrițare

aducerea și așezarea în sculă, a semifabricatului individual;

scoaterea piesei din sculă, lucrul cu semifabricatul individual;

îndepărtarea deșeurilor, lucrul semifabricat individual.

Se prezintă mai multe variante de procedee tehnologice pentru ștanțare și matrițare.

Pornind de la un semifabricat se ajunge la:

stabilirea itinerariului tehnologic, pe baza unor reprezentării simplificate a schiței de prelucrare;

evaluarea comparativă a consumurilor specifice de material;

aprecierea orientativă a numărului de scule și a tipurilor și complexității sculelor utilizate;

aprecierea orientativă a numărului de posturi de lucru;

considerente legate de precizia prelucrării;

aprecierea orientativă privind productivitatea variantelor.

Varianta 1

Ștanțarea se execută pe o ștanță cu acțiune succesivă, cu 2 posturi de lucru.

postul 1 – execută perforare cu 1 poanson de perforare;

postul 2 – execută decupare cu 1 poanson de decupare.

Îndoirea se execută pe o matriță simplă pentru îndoire.

Se remarcă simplitate din punctul de vedere al sculelor utilizate.

Varianta 2

Ștanțarea se execută pe o ștanță cu acțiune simultană, cu 1 post de lucru.

postul 1 – execută perforare cu 1 poanson de perforare;

postul 1 – execută decupare cu 1 poanson de decupare – placă de perforare.

Îndoirea se execută pe o matriță simplă pentru îndoire.

Se remarcă simplitate din punctul de vedere al sculelor utilizate.

Varianta 3

Ștanțarea și îndoirea se execută pe o matriță combinată de perforat, îndoit și retezat, cu acțiune succesivă, cu dispunerea pieselor pe două rânduri.

Procesul tehnologic cuprinde 13 operații, care vor fi prezentate în detaliu la capitolul 5.

Concluzie

Se alege varianta 3, pentru o producție de serie și de masă, executare din bandă cu croire pe 2 rânduri.

Se asigură o productivitate ridicată a fabricării pieselor de acest tip.

Capitolul 4

Calcule de croire

Croirea materialului constituie una din problemele tehnico-economice importante care trebuie rezolvate la elaborarea proceselor tehnologice de ștanțare și matrițare la rece. Ea se realizează prin întocmirea fișelor de croire la a căror elaborare se are în vedere atât economia de material, cât și influenta pe care o are croirea asupra: tipului, numărului și succesiunii operațiilor, gradului de simultaneitate a operațiilor, numărului de piese matrițate concomitent, preciziei pieselor, evitării rebuturilor și construcției stanței sau matriței. Aceste probleme pot fi rezolvate, în general, în câteva variante, alegerea celei mai raționale și eficiente variante pentru fiecare caz studiat, făcându-se cu ajutorul unor indici tehnico-economici.

Factorii principali de care depinde croirea materialului sunt:

forma constructivă și dimensiunile piesei;

grosimea și duritatea materialului, felul producției (de masă, de serie mare, mijlocie sau mică);

forma și dimensiunile semifabricatelor care pot fi utilizate în vederea obținerii pieselor.

Croirea tablelor se realizează, în funcție de situație, atât pentru obținerea semifabricatelor individuale, cât și a benzilor. Pentru ca la croirea tablelor să rezulte o cât mai mare economie de material se recomandă:

la tăierea semifabricatelor individuale, în producția de serie, să se utilizeze croirea combinată pentru diferite semifabricate din același material și cu aceeași grosime, astfel încât să se poată executa toate semifabricatele necesare pentru un lot, consumând un număr minim de table;

tăierea benzilor, utilizate pentru ștanțarea pieselor mici, să se execute în lungul tablei, deoarece în acest caz, din fiecare bandă se obține un număr mai mare de piese, reducându-se numărul deșeurilor de la capetele benzilor;

folosirea benzilor late și nu a celor înguste, prin dispunerea adecvată a pieselor pe bandă, astfel încât se reduce numărul de benzi necesare pentru obținerea unei anumite cantități de piese, deci numărul de tăieturi ale tablelor să fie mai mic și totodată ștanțarea să se execute cu un pas mai mic, iar pierderile datorate deșeurilor de la capăt de bandă să se reducă;

utilizarea tablelor speciale, executate la comandă pentru obținerea semifabricatelor de dimensiuni mari în producția de masă și uneori chiar de serie mare, dimensiunile tablelor fiind un multiplu întreg celor ale semifabricatelor;

utilizarea benzilor laminate la rece, în locul benzilor tăiate din table, pentru executarea prin ștanțare a pieselor mici în producția de masă;

tăierea semifabricatelor pentru piese supuse îndoirii astfel încât să se obțină o croire economică și totodată să se aplice rațional regula dispunerii liniei de îndoire transversal pe direcția de laminare.

Exceptând materialele dure și puțin plastice, precum și oțelurile moi în cazul îndoirii cu raze foarte mici (r < 0,5 S), condiția ca linia de îndoire să treacă transversal pe fibrele semifabricatului nu trebuie să fie strict îndeplinită, dându-se astfel prioritate croirii economice a materialului.

De aceea, dacă dispunerea liniei de îndoire transversal pe direcția fibrelor semifabricatului duce la neeconomicitatea utilizării materialului, atunci trebuie mărită raza de îndoire.

Croirea benzilor se realizează după diferite tipuri, care se clasifică după două criterii:

cantitatea deșeurilor tehnologice și eficacitatea economică;

modul de dispunere pe bandă a pieselor corespunzător formei lor constructive.

După primul criteriu, croirea materialului sub formă de benzi, poate fi:

croire cu deșeuri, care se folosește în gazul când piesele se decupează, deci tăierea realizându-se după un contur închis, există atât puntițe între piese cât și laterale;

croire cu puține deșeuri, care se utilizează atunci când piesele se execută prin retezarea din bandă, deci tăierea realizându-se numai pe o porțiune a conturului piesei (tăiere după contur deschis), deșeul rezultat se datorează fie numai puntiței dintre piese, fie puntiței laterale;

croire fără deșeuri, care se folosește când piesele se pot executa prin retezarea directă din bandă, fără existența puntițelor între piese sau laterale.

Se va stabili lățimea B’ a fâșiei, pentru ștanțe cu poansoane laterale de pas, și anume cu 2 poansoane laterale de pas din tab.(3.6)[1], cu raportare la figura 7:

B’ = B + 2 · c = 49,6 · 2 + 2 · 2 = 103,2 mm

Se determină pasul de avans:

L1 = 26 mm

În continuare se calculează aria piesei fără orificii, după schema din fig.8:

A = 16,5 · 26 + 33,1 ·23 – = 1172,63 mm

Eficiența economică din punct de vedere al consumului de material se apreciază cu ajutorul coeficientului de utilizare a materialului.

În cazul croirii tablelor se va proceda la calculul coeficientului transversal și longitudinal pentru cel puțin două dimensiuni de table standardizate.

Fig.7 Calculul lățimii fâșiei

Fig.8 Schemă de calcul arie piesă fără orificii

Se aleg două dimensiuni de table standardizate:

600 x 2000;

750 x 1500.

Coeficientul de utilizare al materialului, se calculează cu formula:

Kf = · 100% (6.2)[2]

În care:

A – suprafața piesei fără orificii, în mm2;

n – numărul real de piese obținute din bandă, ținând seamă de deșeurile de capăt nefolosite;

L – lungimea foii de tablă sau a benzii, în mm;

B – lățimea foii de tablă sau a benzii, în mm.

Cazul 1, pentru o tablă 600 x 2000 mm2

a) Croire longitudinală

În figura 9 se prezintă schema de dispunere longitudinală a pieselor, pe o tablă 600 x 2000 mm2.

Fig.9 Croire longitudinală

Se calculează numărul de fâșii:

n1 = fâșii

Se calculează numărul de piese de pe o fâșie:

n2 = piese

Numărul total de piese dintr-o bucată de tablă 600 x 2000 mm2:

n = n1 · n2 = 5 · 76 = 380 bucăți

Se calculează coeficientul de croire longitudinal:

Kf long. =

b) Croire transversală

În figura 10 se prezintă schema de dispunere transversală a pieselor, pe o tablă 600 x 2000 mm2.

Fig.10 Croire transversală

Se calculează numărul de fâșii:

n1 = fâșii

Se calculează numărul de piese de pe o fâșie:

n2 = piese

Numărul total de piese dintr-o bucată de tablă 600 x 2000 mm2:

n = n1 · n2 = 19 · 23 = 437 bucăți

Se calculează coeficientul de croire transversal:

Kf transv. =

Cazul 2, pentru o tablă 750 x 1500 mm2

a) Croire longitudinală

Se calculează numărul de fâșii:

n1 = fâșii

Se calculează numărul de piese de pe o fâșie:

n2 = piese

Numărul total de piese dintr-o bucată de tablă 750 x 1500 mm2:

n = n1 · n2 = 7 · 57 = 399 bucăți

Se calculează coeficientul de croire longitudinal:

Kf long. =

b) Croire transversală

Se calculează numărul de fâșii:

n1 = fâșii

Se calculează numărul de piese de pe o fâșie:

n2 = piese

Numărul total de piese dintr-o bucată de tablă 750 x 1500 mm2:

n = n1 · n2 = 14 · 28 = 392 bucăți

Se calculează coeficientul de croire transversal:

Kf transv. =

Concluzie

Având în vedere calculul coeficientului de utilizare în cele 2 cazuri de table utilizate, se observă faptul că în cazul unei table 600 x 2000 mm2, croirea făcându-se transversal, coeficientul de utilizare Kf trans. = 85,4%, este cel mai bun.

Capitolul 5

Alegerea variantei optime a tehnologiei

Pentru piese cu configurații relativ simple și de dimensiuni mici, ca de exemplu „clema de fixare” reprezentată în fig.1, în cazul producției de serie mare sau de masă, se folosește executarea lor din bandă, cu croirea pe două rânduri în paralel.

O astfel de tehnologie asigură o productivitate ridicată a fabricării pieselor, ușurează execuția lor și sporește precizia de prelucrare fără să complice construcția matriței, ci dimpotrivă, de cele mai multe ori, aceasta este mai simplă decât a matrițelor pentru executarea acelorași piese prin croirea pe un rând.

Schema procesului tehnologic pentru fabricarea în modul menționat mai sus, a piesei este prezentată în fig.11 și 12.

Fig.11 Succesiunea de operații ale piesei

Procesul tehnologic conține 13 operații, din care numai 7 sunt de tăiere sau deformare a materialului, la celelalte efectuându-se orientarea benzii cu ajutorul căutătoarelor sau avansarea piesei cu un pas (în gol), impusă de posibilitățile de realizare constructivă a matriței.

Fig.12 Schema procesului tehnologic

Aceste operații, în succesiunea efectuării lor, sunt:

1 – tăierea fâșiilor laterale pentru pas și a fantelor dintre piese;

2 – perforarea găurii cu diametrul de 6 mm, executată în principal în scop tehnologic;

3 – orientarea benzii cu primul căutător;

4 – avansul benzii cu un pas;

5 – retezarea degajărilor de 6,5 x 18,3 mm;

6 – îndoirea celor două capete cu o rază de 1,5 mm;

7 – orientarea benzii cu cel de al doilea căutător, în vederea asigurării preciziei de îndoire;

8 – avansul benzii cu un pas;

9 – îndoirea;

10 – orientarea cu al treilea căutător și fixarea materialului;

11 – avansul benzii cu un pas;

12 – retezarea piesei de pe unul din rânduri;

13 – retezarea piesei de pe al doilea rând.

În fig.13 este prezentată construcția matriței care realizează executarea piesei după schema procesului de lucru descris.

Principalele elemente ale matriței sunt:

placa de bază 1;

Fig.13 Matriță combinată de perforat, îndoit și retezat, cu acțiune

succesivă, cu dispunerea pieselor pe două rânduri

placa de tăiere 2 pentru retezarea fantelor;

placa de tăiere 3 pentru cuțitele laterale de pas și pentru perforat;

placa de tăiere 4 pentru retezarea degajărilor;

poansonul de îndoire 5 pentru prima operație de îndoire;

poansonul de îndoire 6 pentru obținerea formei finale a piesei;

cuțitele laterale de pas 7;

poansonul de perforat 8;

poansonul de retezat degajări 9;

două căutătoare 10;

placa de îndoire 11 pentru prima operație de îndoire;

elementele de apăsare 12 și 14;

plăcile de îndoire 13 pentru operația finală;

căutătorul 15;

placa de retezare 16 pentru separarea pieselor din bandă;

poansonul de retezat 17 pentru separarea pieselor din bandă;

placa de capăt 18;

ajutajul 19 pentru evacuarea pieselor;

ajutajul 20 pentru evacuarea deșeurilor.

Matrița este alimentată automat cu ajutorul unui dispozitiv cu role pentru avansarea benzii.

Existența cuțitului de pas, a căutătoarelor și a elementelor de apăsare asigură executarea piesei cu precizia necesară.

De asemenea, matrița este prevăzută cu coloane de ghidare.

Capitolul 6

Determinarea condițiilor dinamice din proces

6.a.Forța, lucrul mecanic și puterea necesară la tăiere

Cazul stanțelor cu elemente active rigide

Forța totală Ftot necesară la tăierea pe stanțe cu elemente active rigide (fără eventuale forțe de deformare a elementelor elastice din componența sculei) este dată de relația:

Ftot = F + Fi + Fd + Fînd. (4.1) [1]

În care:

Ftot este forța de tăiere propriu-zisă;

F – forța de împingere a materialului prin orificiul plăcii active;

Fi – forța de desprindere a materialului de pe poanson;

Fînd – forța de îndoire a materialului tăiat.

a. Forța de tăiere propriu-zisă F

Pentru stanțe cu muchii tăietoare paralele:

F = k · L · g · τf L · g · Rm (4.2) [1]

unde:

k – un coeficient egal cu 1, 2 … 1,3;

L – lungimea conturului de tăiere, mm;

g = 1 mm, grosimea semifabricatului, mm;

τf = 480 Mpa, rezistența la forfecare a materialului semifabricatului, N/mm2;

Rm = 560 Mpa, rezistența la rupere a materialului semifabricatului, N/mm2.

b. Forța de împingere a materialului prin orificiul plăcii active Fi

Pentru stanțe cu muchii tăietoare paralele se calculează cu relația:

Fi = ki · F (4.13) [1]

unde:

F – forța de tăiere propriu-zisă;

ki = 0,015, coeficient a cărei valoare se dă în tabelul 4.22 [1].

c. Forța de desprindere a materialului de pe poanson Fd

Pentru stanțe cu muchii tăietoare paralele, se calculează cu relația:

Fd = kd · F (4.16) [1]

unde :

F – forța de tăiere propriu-zisă;

kd = 0,02, coeficient a cărei valoare se dă în tabelul 4.22 [1].

d. Forța de îndoire Fînd

Pentru stanțe cu muchii tăietoare paralele Fînd = 0.

e. Lucrul mecanic de tăiere și puterea necesară la motor

Se calculează conform relațiilor din tabelul 4.23 [1].

Pentru ștanțe cu muchii tăietoare paralele, se calculează lucrul mecanic cu relația:

A = λ · Ftot · g (tab.4.23) [1]

Pentru ștanțe cu muchii tăietoare paralele, se calculează puterea la tăiere pe ștanțe cu relația:

Pmot = (tab.4.23) [1]

Notații:

Ftot – forța totală de tăiere, conform relației (4.1);

g – grosimea semifabricatului;

H – înălțimea muchiilor tăietoare înclinate;

a 0 = 1,25, coeficient de neuniformitate al mersului presei, a0 = 1,1 … 1,4;

n = 110, numărul de curse duble pe minut ale presei;

η = 0,6, randamentul presei, η = 0,5 … 0,7;

η t = 0,93, randamentul transmisiei, η t = 0,9 … 0,96;

λ = 0,425, coeficient de corelare dintre forța maximă și cea medie de tăiere (tabelul 4.24) [1].

Se vor calcula forțele pentru cele cinci cazuri:

retezare fâșie laterală pentru pas;

perforare gaură tehnologică, Φ6;

retezare degajare 6,5 x 19,23;

retezare piesă de pe primul rând;

retezare piesă de pe rândul al 2-lea.

Se calculează lungimile contururilor de tăiere:

l1 = 95,912 mm, lungimea conturului de tăiere, poanson retezare fâșie laterală;

l2 = 18,85 mm, lungimea conturului de tăiere, poanson perforare Φ6;

l3 = 48,67 mm, lungimea conturului de tăiere, poanson retezare degajare 6,5 x 19,23;

l4 = 32 mm, lungimea conturului de tăiere, poanson retezare piesă 1;

l5 = 12 mm, lungimea conturului de tăiere, poanson retezare piesă 2.

a. Forța de tăiere propriu-zisă F

F1 = L1 · g · Rm = 95,912 · 1 · 560 = 53710,72 N

F2 = L2 · g · Rm = 18,85 · 1 · 560 = 10556 N

F3 = L3 · g · Rm = 48,67 · 1 · 560 = 27255,2 N

F4 = L4 · g · Rm = 32 · 1 · 560 = 17920 N

F5 = L5 · g · Rm = 12 · 1 · 560 = 6720 N

b. Forța de împingere a materialului prin orificiul plăcii active Fi

Fi1 = ki · F1 = 0,015 · 53710,72 = 805,66 N

Fi2 = ki · F2 = 0,015 · 10556 = 158,34 N

Fi3 = ki · F3 = 0,015 · 27255,2 = 408,83 N

Fi4 = ki · F4 = 0,015 · 17920 = 268,8 N

Fi5 = ki · F5 = 0,015 · 6720 = 100,8 N

c. Forța de desprindere a materialului de pe poanson Fd

Fd1 = kd · F1 = 0,02 · 53710,72 = 1074,21 N

Fd2 = kd · F2 = 0,02 · 10556 = 211,12 N

Fd3 = kd · F3 = 0,02 · 27255,2 = 545,104 N

Fd4 = kd · F4 = 0,02 · 17920 = 358,4 N

Fd5 = kd · F5 = 0,02 · 6720 = 134,4 N

d. Forța de tăiere Ftot.

Ftot1 = F1 + Fi1 + Fd1 = 55590,6 N

Ftot2 = F2 + Fi2 + Fd2 = 10925,46 N

Ftot3 = F3 + Fi3 + Fd3 = 28209,13 N

Ftot4 = F4 + Fi4 + Fd4 = 18547,2 N

Ftot5 = F5 + Fi5 + Fd5 = 6955,2 N

e. Lucrul mecanic de tăiere A

A1 = λ · Ftot1 · g = 0,425 · 55590,6 · 1 = 23626 N·mm = 23,626 j

A2 = λ · Ftot2 · g = 0,425 · 10925,46 · 1 = 4,64 j

A3 = λ · Ftot3 · g = 0,425 · 28209,13 · 1 = 11,98 j

A4 = λ · Ftot4 · g = 0,425 · 18547,2 ·1 = 7,88 j

A5 = λ · Ftot5 · g = 0,425 · 6955,2 · 1 = 2,956 j

f. Puterea necesară la motor Pmot.

Pmot1 = W = 0,097 kW

Pmot2 = W = 0,019 kW

Pmot3 = W = 0,049 kW

Pmot4 = W = 0,032 kW

Pmot5 = W = 0,012 kW

Se însumează forța totală, lucrul mecanic și puterea necesară în procesul de ștanțare și se obține:

Ftot proces = 204027,32 N = 20402,732 daN = 20402,732 kgF = 20,4 tF

Aproces = 86,688 j

Pproces = 0,355 kW

6.b.Forța, lucrul mecanic și puterea necesară la îndoire

Momentul încovoietor necesar provocării unei îndoiri în domeniul plastic este precizat prin:

Mi = W · (1,3 + 0,8 · εr) · Rm (5.6)[1]

Unde:

W – modulul de rezistență al secțiunii semifabricatului;

εr – alungirea relativă la rupere a materialului respectiv;

Rm – rezistența la rupere a materialului respectiv.

Forța maximă de îndoire, pentru cazul de îndoire în V a semifabricatului, fig.14, se calculează:

F = tab.(5.14)[1]

Lucrul mecanic necesar la îndoire, ținând seama de variațiile forței în cursul procesului, se determină prin relația:

A = (5.9)[1]

Unde:

F – forța totală maximă de îndoire, calculată;

h – valoarea deplasării active a poansonului de îndoire.

Pentru îndoire în V, valoarea deplasării h se calculează:

h = (ra + rp) · (1 – sinα/2) + l0 · cosα/2 (5.10)[1]

Puterea necesară la motor pentru îndoire, se calculează cu relația:

Pmot = (5.12) [1]

Valorile au aceleași semnificații ca și în procesul de ștanțare.

Fig.14 Îndoire în V

a) Îndoire capete cu rază R1

Date inițiale:

εr = 48% = 0,48;

ra = 3 mm;

j = 1,08 mm;

b = 23 mm;

g = 1 mm.

Se calculează modulul de rezistență:

W = mm3

Momentul încovoietor necesar provocării unei îndoiri este:

Mi = 2,75 · 560 · (1,3 + 0,8 · 0,48) = 2593,36 N·mm

Forța maximă de îndoire, pentru cazul de îndoire în V se calculează:

Fînd. = N

Lucrul mecanic necesar la îndoire, se determină prin relația:

A = j

Unde valoarea deplasării h este:

h = (3 + 1) · (1 – sin900/2) + 3 · cos900/2 = 3,293 mm

Puterea necesară la motor se calculează cu relația:

Pmot1 = W = 0,004 kW

b) Îndoire capete cu rază R1,5 la 1100

Date inițiale:

εr = 48% = 0,48;

ra = 4 mm;

j = 1,1 mm;

b = 23 mm;

g = 1 mm.

Se calculează modulul de rezistență:

W = mm3

Momentul încovoietor necesar provocării unei îndoiri este:

Mi = 3,833 · 560 · (1,3 + 0,8 · 0,48) = 3615 N·mm

Forța maximă de îndoire, pentru cazul de îndoire în V se calculează:

Fînd. = N

Lucrul mecanic necesar la îndoire, se determină prin relația:

A = j

Unde valoarea deplasării h este:

h = (4 + 1) · (1 – sin1100/2) + 21 · cos1100/2 = 12,95 mm

Puterea necesară la motor se calculează cu relația:

Pmot1 = W = 0,018 kW

Se însumează forța totală, lucrul mecanic și puterea necesară în procesul de îndoire și se obține:

Ftot proces = 2688,9 N = 0,268 tF

Aproces = 11,272 j

Pproces = 0,044 kW

6.c.Centrul de presiune al matriței

Metoda analitică

Pentru determinarea poziției centrului de presiune se desenează vederea în plan a plăcii de capăt și se poziționează față de un. sistem de axe de referință Oxy.

Fig.15 Calculul centrului de presiune al matriței

Pe această vedere se trasează în centrul de greutate al contururilor active forțele de lucru paralele cu axele de coordonate (fig. 15).

Pozițiile punctelor de aplicație ale forțelor de lucru sunt stabilite față de sistemul de axe xOy prin coordonatele a, b, c, d, …, a1, b1, c1, d1, … .

Pentru a determina poziția centrului de presiune (care corespunde rezultantei forțelor de lucru) se scriu ecuații de momente față de axele y și x astfel:

X = (11.73)[3]

Y = (11.74)[3]

F1, F2 – forțele de lucru aplicate în centrul de greutate al contururilor corespunzătoare;

a, a1, b, b1 – coordonatele punctelor de aplicație ale forțelor de lucru;

xi, yi – coordonatele curente ale forțelor de lucru în cazul general;

xCP, yCP – coordonatele centrului de presiune.

Se anexează următorul tabel pentru calculul centrului de presiune al matriței, cu raportare la fig.15:

Poziția centrului de presiune va fi dată de:

X = mm

Y = mm

Capitolul 7

Alegerea utilajului de presare

Se pornește de la următoarele date de calcul:

Fproces = 20,66 tF;

Aproces = 97,96 j;

Pproces = 0,399 kW.

Se alege din [2], o presă mecanică cu excentric cu simplu efect, de fabricație românească, PAI 25.

Din tabelul (14.4) [2], se extrag caracteristicile tehnice principale:

Capitolul 8

Normarea operațiilor de presare

Norma de timp se calculează cu relația:

NT = + Tu (3.10) [1]

în care:

Tpi – timpul de pregătire încheiere (tab. 3.19; 3.20) [1];

Tu – timpul unitar;

N – mărimea lotului;

Timpul unitar se calculează cu relația:

Tu = (tb + ta) · k2 (3.11) [1]

în care:

tb – timpul de bază, se calculează cu relația:

tb = · q (3.12) [1]

în care:

n – numărul de curse duble al presei pe minut;

q – coeficient ce ține seama de felul cuplajului presei (tabelul 3.21) [1];

k2 – coeficient ce ține scamă de timpul de adaos (tab. 3.22) [1];

ta – timpul ajutător, se calculează cu relațiile (3.13) (3.14) [1].

Avem:

Tpi = 11 min;

q = 1,45;

ncd = 120 c.d./min;

N = 874 piese, numărul de piese din lot;

k2 = 1,08.

tb = min

pentru ștanțare din fâșii sau benzi cu avans manual:

ta = (3.13) [1]

b) pentru ștanțare din semifabricate individuale:

ta = ta1 + ta2 + ta3 + ta5 + la6 + ta7 (3.14) [1]

în care :

ta1 – timp ajutător pentru pornirea presei (tabelul 3.23) [1];

ta2 – timp ajutător pentru: luarea fâșiei, aducerea ei la presă, sau luarea colacului (de bandă) și așezarea lui în (dispozitivul de derulare, sau luarea semifabricatului cu bucata și aducerea lui în matriță sau stanță (tabelele 3.24, 3.35, 3.36) [1];

ta3 – timp ajutător pentru așezarea semifabricatului (fâșiei, benzii, semifabricatului cu bucata) în sculă, (tabelele 3.25, 3.35, 3.36) [1];

ta4 – timp ajutător pentru avansarea fâșiei sau benzii, cu un pas (tabelul 3.26) [1];

ta5 – timp ajutător pentru îndepărtarea din sculă și de presă a deșeurilor (tabelele 3.28, 3.29, 3.35) [1];

ta6 – timp ajutător pentru extragerea piesei din sculă și așezarea ei la locul potrivit (tabelele 3.30, 3.31) [1];

ta7 – timp ajutător pentru ungerea semifabricatului (tabelele 3.32, 3.33) [1];

ta8 – timp ajutător pentru întoarcerea fâșiei (tabelul 3.34) [1];

Zs – numărul de piese (bucăți) obținute simultan la fiecare cursă dublă a berbecului presei;

nm – numărul de curse duble ale berbecului presei pentru o fâșie sau bandă, în cazul funcționării cu avans manual.

Se dau următoarele date de calcul:

ta1 = 0,014 min;

ta2 = 0,014 min;

ta3 = 0,030 min;

ta4 = 0,011 min;

ta5 = 0,010 min;

ta6 = 0,020 min;

ta7 = 0,035 min;

ta8 = 0,015 min;

Zs = 2 piesă;

nm = 23 c.d./min.

ta=

+ min

Timpul unitar Tu se calculează:

Tu = (0,01208 + 0,0149) · 1,08 = 0,029223 min

Norma de timp se calculează cu relația:

NT = min , pentru 1 bucată piesă obținută pe matriță

Breviar de calcul de dimensionare

Capitolul 9

Dimensiuni funcționale

9.a.Aspecte constructive specifice legate de elementele active ale ștanței

a) Jocul dintre muchiile tăietoare ale elementelor active

În decursul procesului de fabricație, părțile active ale sculelor stanțelor se uzează, iar jocul dintre acestea se mărește. La proiectarea sculelor stanțelor de decupare-perforare se va adopta valoarea minimă a jocului, iar această valoare este cea indicată în literatura tehnică de specialitate.

Jocul prevăzut la proiectarea sculelor stanței, adică jocul ce trebuie realizat Ia execuția acesteia în sculărie, se numește joc minim (jmin). Piesele obținute cu o stanță la care jocul dintre scule are o valoare minimă normală sunt de cea mai bună calitate; suprafața obținută prin forfecare este aproape perpendiculară pe planul piesei, iar bavurile formate de-a lungul conturului acesteia sunt neînsemnate.

Pe măsură ce sculele stanței se uzează, jocul se mărește. Când câmpul de toleranță a pieselor este suficient de mare, stanța va putea să fie utilizată la fabricația pieselor până când jocul ajunge la o anumită valoare maximă admisibilă denumit joc maxim (jmax).

Pentru ștanțe obișnuite, valorile jocurilor de tăiere inițiale, după care se proiectează și se execută sculele se dau în tab. (4.27)[1], cu raportare la fig.16.

Fig.16 Elementele active ale ștanței

Pentru g = 1 mm și Rm = 560 MPa rezultă următoarele valori ale jocului dintre muchiile tăietoare ale elementelor active:

jmin = 0,08 · g = 0,08 · 1 = 0,08 mm

jmax = 0,14 · g = 0,14 · 1 = 0,14 mm

Toleranțele de execuție ale orificiului activ, respectiv ale poansonului, se dau în tab. (4.30) [1]:

Ta = 0,030 mm

Tp = 0,020 mm

b) Dimensionarea părții de lucru a perechi de elemente active

Se face cu relațiile de calcul din tab.(4.29)[1]:

pentru decupare – placă activă, dimensiunea piesei DAsAi:

Da = (D + Ai)+Ta0

pentru decupare – poanson, dimensiunea piesei DAsAi:

Dp = (D + Ai – jmin)0-Tp

pentru perforare – placă activă, dimensiunea piesei dAsAi:

da = (d + As + jmin)+Ta0

pentru perforare – poanson, dimensiunea piesei dAsAi:

dp = (d + As)0-Tp

Unde:

D, d – dimensiunile nominale ale piesei decupate, respectiv ale orificiului perforat;

As, Ai – abateri limită stabilite pentru execuția piesei, respectiv orificiului;

Da, da – dimensiunile orificiilor active;

Dp, dp – dimensiunile poansoanelor;

jmin – jocul de tăiere;

Ta, Tp – toleranțele de execuție ale orificiului activ, respectiv ale poansonului.

Pentru perforare:

– gaură tehnologică Φ6 ± 0,2 mm

placă activă

da = (d + As + jmin)+Ta0 = (6 + 0,2 + 0,08)+0,030 = 6,28 +0,030 mm

poanson

dp = (d + As)0-Tp = (6 + 0,2)0- 0,02 = 6,2 0- 0,02 mm

9.b.Aspecte constructive specifice legate de elementele active ale matriței

a) Jocul dintre sculele matriței de îndoire. Stabilirea dimensiunilor părților active ale sculelor

Când, brațele piesei ce se îndoaie, sau numai unul dintre acestea, rezultă paralele cu direcția de mișcare a poansonului matriței (fig.17, a și b), jocul dintre scule (j) se realizează, exclusiv, la construcția matriței. Când brațele piesei obținute prin îndoire nu sunt paralele cu direcția de mișcare a poansonului matriței (fig.17, c și d), valoarea jocului dintre scule (j) se stabilește la reglarea matriței pe presă, iar uniformitatea acestuia, de o parte și de alta a piesei, se asigură la construcția matriței.

Fig.17 Jocul dintre sculele matriței de îndoire

Valoarea jocului dintre poanson și placa de îndoire exercită o anumită influență asupra calității pieselor îndoite; cu cit jocul dintre sculele matriței va fi mai mic cu atât calitatea pieselor obținute va fi mai bună, însă forța de îndoire va fi mai mare decât în cazul matrițelor cu jocuri normale; când j < g, îndoirea are loc cu subțierea materialului. De asemenea, valoarea jocului dintre sculele matriței de îndoire influențează, nemijlocit, și mărimea unghiului de arcuire a pieselor.

Valoarea jocului dintre sculele matriței de îndoire depinde de calitatea și grosimea materialului și de lungimea brațelor piesei de îndoit:

j = g (1 + c) (4.38)[4]

unde: c este un coeficient care ține seama de micșorarea frecării dintre semifabricat și placa de îndoire și are valorile conform tabelului 4.8 [4].

Se va avea în vedere ca jocul minim dintre scule să fie cel puțin egal cu grosimea maximă a semifabricatului, în cazul că subțierea materialului în procesul de îndoire nu este admisă. Astfel, valoarea minimă a coeficientului c trebuie să fie egală cu abaterea maximă superioară de la grosimea tablei gmax, adică

c ≥ gmax (4.39) [4]

Pentru calcule aproximative, valoarea jocului dintre sculele matriței de îndoire, pe o parte, se poate determina cu relațiile următoare:

pentru semifabricate confecționate din metale neferoase (cupru,
aluminiu, alamă),

j = 1 … 1,1 · g (4.40) [4]

pentru semifabricate confecționate din oțel,

j = 1,1 … 1,2 · g (4.41) [4]

Pentru asigurarea jocurilor egale de ambele părți ale sculelor matriței (fig.17, a), este necesară centrarea precisă a poansonului față de placa de îndoire.

De aceea, în majoritatea cazurilor matrițele de îndoire se execută cu coloane de ghidare. în plus, când piesele au două sau mai multe îndoituri (fig.17, d), este necesară și o prelucrare precisă a sculelor.

În caz contrar, precizia și calitatea pieselor vor fi diferite, pe diferitele brațe ale lor. Jocul la lățimea pieselor, adică jocul lateral dintre poanson și placa de îndoire, se va adopta între limitele

j = 0,1 … 0,2 mm (4.42) [4]

Se vor adopta:

jmin = 1 mm

jmax = 1,1 mm

b) Parametrii geometrici ai părții de lucru pentru elementele active ale matrițelor de îndoit

Se determină cu raportare la fig.18 și se extrag din tab.(5.21) [1].

Date inițiale:

l0 = 12 mm;

ra = 4 mm;

c = 0,10 mm;

L0 = 21 mm;

g = 1 mm.

Fig.18 Parametrii geometrici ai părții de lucru pentru

elementele active ale matrițelor de îndoit

Corecția unghiului de îndoire la sculă, egală cu arcuirea β, se poate exprim prin relația:

β = a · – b (5.43) [1]

Unde valorile lui a și b, funcție de materialul semifabricatului și unghiul de îndoire β2 se precizează-n tab.(5.22) [1].

Se extrag:

a = 0,51 și b = 1,71

β = 0,51 · – 1,71 = 0,18 = 0010’48’’

β1 = β2 – β = 109,82 = 109049’12’’

Fig.19 Arcuirea

Capitolul 10

Dimensionarea și verificarea elementelor

puternic solicitate

10.a. Calculul de verificare al plăcilor active

Calculul de verificare a plăcilor active se face pe baza eforturilor de încovoiere care apar la solicitarea cu o forță de lucru, uniform distribuită pe conturul deschiderii active.

Plăci active monobloc

Pentru unele cazuri simple de solicitare eforturile se pot calcula cu ajutorul unor relații simplificate, corespunzătoare încovoierii plăcilor plane, după cum urmează:

Placă activă dreptunghiulară rezemată pe o placă dreptunghiulară cu deschidere dreptunghiulară a x b (a > b).

Eforturile unitare de încovoiere se pot calcula cu relația:

σi = ≤ σai (11.23)[3]

Înălțimea minimă a plăcii Hm se poate stabili pe baza rezistenței admisibile a materialului ales, folosind formula:

Hm ≥ (11.24) [3]

Date inițiale:

b = 30 mm;

a = 50 mm;

F = 204027,32 N, forța maximă din proces;

σai = 500 MPa, rezistența admisibilă la încovoiere, pentru materialul plăcii active, OSC 10.

Se calculează înălțimea minimă a plăcii active:

Hm ≥ mm

Se adoptă Hm = 25 mm.

Pentru verificare:

σi = = 432 MPa ≤ σai

10.b.Poansoane

Verificarea la flambaj – poanson de perforare gaură tehnologică Φ6

Verificarea la flambaj se face în special pentru poansoanele cu diametrul mic, la care apare în mod frecvent pericolul pierderii stabilității statice la solicitarea cu forțe mari de lucru. Apariția fenomenului de flambaj conduce la început la deformarea în stare elastică, a poansonului care se continuă de fapt cu ruperea lui.

Asupra comportării la flambaj influențează în primul rând dimensiunile, forța de solicitare și soluția constructivă a stanței sau matriței (cu sau fără ghidarea poansoanelor).

Verificarea la flambaj se face în funcție de mărimea coeficientului de zveltețe al poansonului care se calculează cu relația:

λ = (11.10) [3]

în care:

l – lungimea liberă a capătului poansonului;

imin – raza de inerție minimă.

imin = (11.11) [3]

în care:

Imin – momentul de inerție minim;

Amin – aria secțiunii transversale minime.

Pentru poansoanele la care:

λ > 55 pentru oțeluri dure aliate cu crom și molibden;

λ > 90 pentru oțel dur;

λ > 105 pentru oțel moale,

verificarea se face cu ajutorul relațiilor lui Euler.

Pentru poansoane neghidate:

Se consideră lungimea liberă a poansonului l, în lungul căreia secțiunea se ia constantă, de forma orificiului (piesei decupate, orificiului perforat).

Cu ajutorul relațiilor (11.12), (11.13) [3] se determină forța admisibilă de flambaj:

Pcr = (11.12) [3]

în care:

Pcr – forța critică de flambaj;

E – modulul de elasticitate longitudinal.

Se calculează lungimea admisibilă a poansonului:

pentru poanson neghidat:

l ≤ (11.15) [3]

în care:

c este coeficientul de siguranță având valorile:

c = 2 … 3 pentru oțel călit;

c = 4 … 5 pentru oțel necălit.

în care:

P este forța de lucru care solicită poansoanele.

Date inițiale de calcul:

P = 10925,46 N;

d = 6 mm;

E = 2,1 · 105 Mpa, modulul de elasticitate;

c = 2,5.

l ≤ mm

Se admite l = 20 mm.

Se calculează pentru verificarea domeniului de flambaj coeficientul de zveltețe:

λ =

λ < 86 (λ0), formula lui Euler nu se poate aplica decât cu aproximație.

Pentru poansoanele care nu respectă condițiile ce rezultă din relația (11.10) verificarea se face cu ajutorul relației Tetmajer-Iasinski:

σf = 461 – 2,25 · λ (11.17) [3]

σf = 461 – 2,25 · 27 = 401 MPa

Forța admisibilă de flambaj va fi:

Paf = MPa

De obicei poansoanele de diametru mic se fac cu salt de diametru pe lungime, așa că pericolul apariției flambajului este rar întâlnit. în asemenea cazuri, verificarea poansoanelor este suficientă numai la compresiune și strivire.

10.c.Calculul de verificare a plăcilor de bază

Dintre elementele de sprijin ale stanțelor și matrițelor plăcile de bază sunt mai defavorabil solicitate, ele fiind supuse (în funcție de schema constructivă) la încovoiere.

Fig.20 Placă de bază – verificarea la încovoiere

În general plăcile de bază alese după normative nu se calculează din punct de vedere al rezistenței acestora decât în cazuri cu totul deosebite (stanțe și matrițe greu încărcate). La plăcile de bază speciale (nenormalizate) apare însă uneori necesitatea verificării solicitărilor efective și a deformațiilor acestora.

Pentru calculul plăcilor de bază se consideră că forța de lucru este uniform repartizată pe lungimea conturului activ, fig.16. Se calculează apoi momentul încovoietor maxim în secțiunea cea mai solicitată și se determină efortul unitar efectiv de încovoiere cu relația:

σi = ≤ σai (11.41)[3]

în care:

σi – efortul efectiv de încovoiere;

σai – efortul admisibil de încovoiere pentru materialul plăcii de bază (tab. 11.12) [3], pentru materialul plăcii de bază OT 500, σai = 130 …… 150 MPa;

F = 204027,32 MPa, forța maximă din proces;

Mi – momentul încovoietor maxim determinat pentru secțiunea cea mai solicitată;

W – modulul de rezistență al plăcii de bază calculat în secțiunea corespunzătoare momentului încovoietor maxim.

Se face verificarea în secțiunea M – N, utilizând relațiile:

σi = = ≤ σai

WMN = mm3

σi = MPa ≤ σai

Notiță tehnică

Capitolul 11

Norme de tehnica securității muncii

Cauzele producerii accidentului, în timp ce muncitorul se află cu mâna în zona periculoasă a dispozitivului de presare, sunt următoarele:

repetarea accidentală a loviturii sau căderea bruscă a berbecului, fără acționarea mecanismului de comandă al mașinii;

acționarea presei înainte de vreme ducând la coborârea berbecului în timp ce muncitorul continuă să manipuleze piesa în zona periculoasă a dispozitivului de presare;

introducerea mâinii în zona periculoasă a dispozitivului după declanșarea loviturii, când muncitorul vrea să îndrepte, în ultima clipă, fără să reușească (deoarece timpul este foarte scurt), semifabricatul așezat greșit în dispozitiv;

ținerea, în mod conștient, a mâinii în apropierea sculelor dispozitivului de presare la rece, muncitorul susținând, nepermis, piesa, uitarea sau alunecarea accidentală a mâinii în zona periculoasă a dispozitivului de presare, după declanșarea loviturii;

declanșarea loviturii, accidental sau inconștient, de către un alt muncitor.

Antrenarea individuală a presei, de către motorul electric propriu, prin intermediul curelelor de transmisie, de asemenea constituie o sursă periculoasă care poate provoca accidente.

La aceste prese, se pot produce și electrocutări, dacă instalația electrică nu este corespunzătoare sau este deteriorată.

În secțiile de presare se produc și accidente care nu sunt legate direct de mașină ca, de exemplu, accidente în timpul transportului dispozitivelor de presare grele, al semifabricatelor și al pieselor sau tăieri la mâini cu semifabricate sau cu deșeuri de material.

Prevenirea rănirilor sau accidentelor de muncă în procesul de producție al secțiilor de presare la rece se poate realiza prin mai multe mijloace cum sunt:

prin utilizarea, de către muncitori, a unor scule auxiliare pentru alimentarea presei cu semifabricate și pentru înlăturarea pieselor de pe presă (pensete, clești, rigle etc);

prin întrebuințarea dispozitivelor combinate (speciale) de presare la rece care să nu prezinte pericol în exploatare;

prin înzestrarea preselor cu apărători și mecanisme speciale de protecție;

prin înlocuirea metodelor manuale de alimentare a preselor, cu semifabricate, cu sisteme mecanice automate sau mecanizate.

Aplicând rațional una dintre aceste metode, în concordanță cu măsurile generale de ordin organizatoric, accidentele în timpul lucrului la prese pot fi prevenite.

Bibliografie

1. Rosingher Șt., „Procese și scule de presare la rece” – Culegere de date pentru proiectare, Editura Facla, Timișoara, 1987

2. Teodorescu M. ș.a., „Elemente de proiectare a ștanțelor și matrițelor” Editura didactică și pedagogică, București, 1977

3. Zgură Gh. ș.a., „Prelucrarea metalelor prin deformare la rece”

Editura tehnică, București, 1977

4. Iliescu C., „Tehnologia ștanțării și matrițării la rece”

Editura didactică și pedagogică, București, 1977