PROIECTAREA PROCESULUI DE PRELUCRARE ȘI A SDV-URILOR PENTRU REPERUL: ,,BRAȚ DE SUSTINERE, PRODUCȚIE ANUALĂ 5000 BUCĂȚIAN [305702]

PROIECTAREA PROCESULUI DE PRELUCRARE ȘI A SDV-URILOR PENTRU REPERUL: ,,BRAȚ DE SUSTINERE”, PRODUCȚIE ANUALĂ 5000 BUCĂȚI/AN

Student: [anonimizat]: Tehnologia construcțiilor de mașini

grupa 2LF141

Conducător științific: Prof. dr. ing. Dițu Valentin

CUPRINS

STADIUL ACTUAL AL TEHNOLOGIILOR DE PRELUCRARE A [anonimizat] o mașină–unealtă denumită mașină de frezat.

Freza este o sculă așchietoare cu mai multe muchii așchietoare pentru prelucrarea suprafețelor prin două mișcări simultane:

mișcarea de rotație în jurul axei proprii;

mișcarea de avans.

Părțile proeminente ale frezei se numesc dinți. Dinții constitue partea activă a frezei.

[anonimizat], [anonimizat], [anonimizat].

Metode de frezare. [anonimizat]:

frezarea contra avansului (fig. 1.1)

frezarea în sensul avansului (fig. 1.2)

Fig. 1.1. Frezarea contra avansului Fig. 1.2. Frezarea în sensul avansului

Frezarea contra avansului este cea mai utilizată. [anonimizat]. Avantajul acestei metode de frezare constă în faptul că dintele frezei despinde așchia începând cu partea subțire (fig. 1.1), [anonimizat]. [anonimizat], solicitatrea crescând pe măsură ce dintele pătrunde în material. Înainte de a [anonimizat], retezând urmele de prelucrare ale acestuia. Se obține astfel o [anonimizat], care produce încălzirea piesei și a sculei. Pentru a [anonimizat], uleiuri speciale de ungere și răcire.

[anonimizat], așchia începând cu partea mai groasă (fig. 1.2). Pătrunderea bruscă a [anonimizat]. [anonimizat], suprafața prelucrată este mai aspră (rugoasă). Pentru a [anonimizat], [anonimizat] a piesei; acestea trebuie să fie foarte rigide.

Față de cele indicate se recomandă să se utilizeze metoda de frezare contra avansului prin care se protejează scule așchietoare și se obține o calitate a suprafeței mai bune.

Operații de frezare [VOI 77]

Din punct de vedere al prelucrării prin frezare a adaosului semifabricatului se disting:

frezarea de degroșare prin care se desprind primele straturi de metal fără pretenții de precizie dimensională și de calitate a suprafeței;

frezarea de finisare prin care se desprinde ultimul strat de metal și prin care se obțin dimensiunile nominale la precizia cerută și calitatea suprafeței prescrise în desenul de execuție.

Din punct de vedere al formei suprafeței prelucrate se deosebesc urmăroarele operații de frezare: frezarea plană, frezarea rotundă și frezarea profilată.

Din punct de vedere al direcției de acționare a frezei în raport cu axa acesteia se deosebesc: frezarea cilindrică, frezarea cilindrică-frontală, frezarea frontală, frezarea elicoidală și frezarea prin rulare.

Alegerea frezelor

Suprafețele plane se prelucrează cu freze cilindrice, cu freze cilindro – frontale și cu freze disc. Frezele cilindrice pentru degroșarea suprafețelor plane au crestături în lungul tăișului. Aceste crestături servesc la sfărâmarea și despărțirea așchiilor deoarece sunt decalate una față de cealaltă.

Pentru realizarea unei productivități mari la frezarea suprafețelor plane se folosesc frezele cilindro-frontale cu dinții demontabili armați cu metal dur.

În funcție de operația ce urmează a se executa, alegerea frezei corespunzătoare se face în așa fel încât se obține o productivitate maximă și să se asigure calitatea și precizia de prelucrare dorită.

Tehnologia prelucrării suprafețelor prin frezare [DIA 72]

Executarea suprafețelor plane prin frezare se poate realiza dacă în prealabil s-au analizat:

alegerea mașinii – unelte;

stabilirea modului de prindere a piesei pe mașină;

alegerea metodei de frezare și alegerea sculei de frezat.

Mașina de frezat se alege în funcție și de specificul operației de executat, de serie și mărimea pieselor de frezat, precum și de încărcarea și deci posibilitățile capacitive ale atelierului, deoarece sunt operații care se pot executa atât pe mașini de frezat orizontale cât și pe mașini de frezat verticale.

La alegerea metodei de frezare se analizează dacă se poate aplica metoda de frezare în contra avansului și numai dacă aceasta nu se poate aplica, se utilizează metoda de frezare în sensul avansului.

Sculele de frezat se aleg în funcție de următoarele:

forma și dimensiunile frezei trebuie să corespundă cerințelor tehnologice ale piesei;

materialul din care este confecționată piesa este în funcție de materialul piesei de prelucrat;

diametrul frezei să permită realizarea vitezei optime de frezare.

Frezarea suprafețelor plane orizontale

Frezarea unei singure suprafețe orizontale se poate executa pe o mașină de frezat orizontală, cu o freză cilindrică (fig.1.3) sau pe o mașină de frezat verticală, folosind o freză frontală (fig. 1.4).

Fig. 1.3. Frezarea suprafeței plane Fig. 1.4. Frezarea suprafeței plane

cu o freză cilindrică cu o freză frontală

Folosirea frezelor frontale și utilizarea unor viteze de așchiere mari, conduce la obținerea unei productivități superioare.

Frezarea suprafețelor plane frontale

Prelucrarea unei piese prin frezare poate fi realizată fie ca suprafață orizontală, fie ca suprafață frontală, deoarece transformarea uneia în cealaltă se face ușor.

Piesele cu suprafață mare de frezare și înălțime mică sunt acelea cu suprafețe orizontale, iar piesele cu suprafață mică de frezare și înălțime mare reprezintă piesele cu suprafețe frontale.

Calculul elementelor necesare procesului tehnologic prelucrat

Desenul de executie

Fig.2.1 Desenul de execuție al Brațului

2.2 ANALIZA CONDIȚIILOR TEHNICE IMPUSE REPERULUI DAT

format standardizat A3

număr vederi – 2

scara 1:1

rugozitate – cuprinsă între 1,6 și 12,5

Procesele de prelucrare elementare realizează îndepărtarea adaosurilor de prelucrare ale entităților piesei, garantând obținerea specificațiilor acesteia.

Regulă: Dacă toleranțele dimensionale, geometrice și de stare ale unei suprafețe sunt mai restrictive decât ale semifabricatului, atunci acea suprafață necesită prelucrare [TCM IV].

Prelucrările sunt grupate în operații și faze de natură diferită:

degroșare;

semifinisare;

finisare;

netezire.

Prelucrarea de degroșare

Are ca obiectiv principal îndepărtarea eficientă a unei mari părți din adaosul de prelucrare;

Regimul de așchiere intens, forțele de așchiere mari pot genera deformații ale piesei, tensiuni interne în material, impunându-se luarea de măsuri :

Aplicarea de tratamente termice de detensionare;

Gruparea prelucrărilor de degroșare în operații de degroșare, separat de celelalte operații.

Prelucrarea de semifinisare

Are ca obiectiv asigurarea formei și poziției suprafeței prelucrate în sistemul de referință al piesei.

Prelucrarea de finisare

Urmărește garantarea preciziei și calității suprafeței.

Prelucrarea de netezire

Este necesară în cazul unor cerințe de calitate superioară.

Regulă: Din constrângeri economice, o fază de prelucrare poate ameliora precizia cu cel mult două trepte [TCM IV].

Tabelul 2. 1 Treapta de precizie și rugozitea în funcție de natura prelucrării [TCM IV]

2.3 STABILIREA SEMIFABRICATULUI

Piesa va fi prelucrată prin frezare de degroșare,semifinisare și finisare, burghiere si alezare.

Forma constructivă a piesei este relativ simplă – se alege semifabricat de tip matrițat. Sunt necesare atât mașini-unelte specializate cât și universale.

Caracteristicile mecanice ale materialului

Marca otel:OL37

Grosimea sau diametrul piesei:>40…<100mm

Limita de curgere:160 MPa

Limita de rupere:310-390 Mpa

2.4 STABILIREA MAȘINILOR-UNELTE

Operația de burghiere

Mașina de găurit vertical Înfratirea Oradea 640 (tabel 10.3 [VLA1])

Caracteristici principale:

D = 64 mm;

S = 400 mm;

L = 350 mm;

N = 7.5 kW.

Operația de frezare

Mașina de frezat FW 250×900 (tabel 10.10 [VLA2])

Caracteristici principale:

S = 250×900 mm;

L = 650 mm;

N = 7.5 kW;

n = 38…300 rot/ min.

Operația de filetare

Mașina de filetat Csepel RF2(tabel 10.4 [VLA1])

Caracteristici principale:

d =40;

R = 1435;

h = 350;

N = 4.5.

2.5 IDENTIFICAREA SUPRAFEȚELOR ȘI A PRELUCRĂRILOR AFERENTE

Fig.2.2 Suprafețele elementare ale reperului

Tabelul 2.4 Prelucarea impusă fiecărei suprafețe

2.6 ELABORAREA GRAFULUI TEHNOLOGIC

Graful este o functie definita pe o multime formata din arce si puncte cu valori in aceeasi multime in care arcele sunt procedeele de prelucrare, iar punctele sunt operatiile. Se va conveni ca prin varianta tehnologica sa se inteleaga o anumita combinatie de operatii si sau faze care pot concura la prelucrarea integrala sau partiala a piesei fiecare operatie si sau faza putand fi realizata printr-un singur procedeu sau prin mai multe procedee de prelucrare.

Din punct de vedere matematic, modelul matematic contine o functie obiectiv, o serie de restrictii impuse modelului sau variabilelor modelului. Rezolvarea acestui model consta in utilizarea programatii matematice liniare in variante bivalente.

Dupa cum un procedeu este acceptat sau nu, variabila X va avea valoarea 1 sau 0.

Pentru reperul dat avem urmatearea succesiune a operatiilor:

1 Frezare

2 Frezare

3 Burghiere

4 Filetare

Procedeele tehnologice ce pot fi aplicate pentru obtinerea piesei se reprezinta sub forma urmatorului graf tehnologic:

Tolerantele si rugozitatile de pe desenul de executie:

Tolerante si rugozirati capabile a fi obtinute prin procedeele (frezare semifinisare plana , frezare finisare laterala ):

Frezare

Burghiere

⇒

2.7 STABILIREA OPERAȚIILOR / FAZELOR ȘI A MAȘINILOR-UNELTE ȘI S.D.V.-URILOR NECESARE

Tabelul 2.5 Centralizare informații în vederea realizării planului de operații

2.8 PROIECTAREA PARAMETRILOR TEHNOLOGICI PRINCIPALI

2.8.1 CALCULUL ADAOSURILOR DE PRELUCRARE ȘI AL DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE

Se prelucreaza suprafata S1 cu L=,l=115mm,g=50mm,Ra=3.2µm si treapta de precizie IT9

Pentru a ajunge la dimensiunea dorita trebuie executate urmatoarele faze:

Semifabricat (+S=200µm; T=4.2).

Frezare de degrosare (iT=12; =12,5; T=0,35mm);

Frezare de semifinisare (iT=11; ; T=0,22mm);

Frezare de finisare(iT=9;Ra=3.2;T=0.087mm)

Suprafete plane (adaos asimetric) =+++ =+ =+ = =- =(

Frezare de finisare

Operația precendenta frezare de semifinisare

Rzi-1 = 10 μm (tab. 5.17 )

Si-1 =15 μm (tab. 5.14 )

=70µm[k(tab.4,8), Δc(tab.5.14)

=k*sf

sf= Δc*l

Φi-1 = 60 μm

Adaosul minim pentru frezarea de finisare este

=10+15+70+60=0,155m

Din tabelul 2.15 [PIC 98 ] obtinem toleranta pentru Frezare de semifinisare conform treptei de precizie IT11 : Ti-1 = 220 μm . In concluzie, adaosul nominal pentru frezare este :

=0,155+0,22=0.375mm

Lungimea maxima inainte frezat este :

=104+0.=104.375mm

Lungimea nominala inainte de frezat este lungimea minima de la aceeasi operația rotunjita:

=104.5mm

Lungimea minima inainte de frezat este lungimea minima inainte de frezat la care se adauga toleranta de la frezarea de semifinisare

=104.5-0.087=104.413mm

=

Frezare de semifinisare

Operatia precedenta este frezarea de degrosare

=32µm(tab. 5.17)

=50µm(tab. 5.14)

=69µm

=80µm

Adaosul minim pentru frezarea de semifinisare este

=32+50+69+80=80µm=0,166mm

Din tabelul 2.15 [PIC 98 ] obtinem toleranta pentru Frezare de degrosare conform treptei de precizie IT12 : Ti-1 = 350 μm . In concluzie, adaosul nominal pentru frezare este :

=0,166+0,35=0.516mm

Lungimea maxima inainte frezat este :

=104.5+0.516=105.016mm

Lungimea nominala inainte de frezat este lungimea minima de la aceeasi operația rotunjita:

=105mm

Lungimea minima inainte de frezat este lungimea minima inainte de frezat la care se adauga toleranta de la frezarea de semifinisare

=105-0.35=104.65mm

=

Frezare de degrosare

=200µm(tab. 4.11 )

=10,89µm

=90µm(tab. 1.36 )

Adaosul minim pentru frezarea de degrosare este

=200+10,89+90=300.89µm=0,3mm

Din tabelul 2.15 [PIC 98 ] obtinem toleranta pentru Frezare de degrosare conform treptei de precizie IT12 : Ti-1 = 4200 μm . In concluzie, adaosul nominal pentru frezare este :

=0,3+4.2=4.5mm

Lungimea maxima inainte frezat este :

=105+4.5=109.5mm

Lungimea nominala inainte de frezat este lungimea minima de la aceeasi operația rotunjita:

=110mm

Lungimea minima inainte de frezat este lungimea minima inainte de frezat la care se adauga toleranta de la frezarea de semifinisare

=110-4.2=105.8mm

=

Adoptarea adaosului de prelucrare pentru restul suprafetelor

Se alege semifabricat laminat(debitat) cu urmatoarele dimensiuni:

L=615

l=210

h=60

Se va debita dintr-o table groasa cu urmatoarele dimensiuni: 60x2000x1000

(http://www.h-metal.ro/ro/tabla/117)

2.8.2 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE PRIN METODA CLASICĂ

Regimul de aschiere la frezarea de degrosaare a suprafetei S2

(Fig2.3 Picos Volumul II [PIC98])

1)Adâncimea de așchiere la frezarea frontală se alege pe cât este posibil egală cu mărimea adaosului de prelucrare, în scopul îndepărtării acestuia într-o singură trecere. La frezarea de degroșare cu freze armate cu plăcuțe schimbabile din carburi metalice, adâncimea de așchiere t este limitată de lungimea plăcuței .La frezarea de finisare adâncimea de așchiere t = 0,5.. .1 mm.

t=4.2mm

2)Alegerea avansului. La frezarea frontală de degroșare avansurile sunt limitate de rigiditatea sistemului tehnologic. La degroșare se va alege avansul pe dinte sd din tabelul 14.16 pentru freze frontale și freze-disc din oțel rapid, respectiv din tabelul 14.4 pentru freze frontale armate cu plăcuțe din carburi metalice

Pentru marca placutei din carbora metalica K40 si pentru puterea masinii de frezat de la 5KW pana la 10 KW se alege :

sd=0.15 mm/dinte

Verificarea avansului. Avansul ales se verifică în funcție de rezistența mecanismului de avans al mașinii de frezat, cu ajutorul relațiilor (14.11) și (14.12), în care rapoartele kz și ky se determină pe baza următoarelor considerații

Forta de avans trebuie sa satisfaca urmatoarele conditii:

Pe baza valorilor rapoartelor din tabelul 14.18, la frezarea frontală nesimetrică contra avansului se pot adopta următoarele valori medii: kz = 0,75; ky = 1. Prin urmare, considerând la frezarea frontală nesimetrică contra avansului:

𝐹𝐻 = 0,7 ∙𝐹𝑡

FH = 0.7*1071.87 = 750.314 N

Avansul ales trebuie sa indeplineasca conditia urmatoare:

3)Viteza de aschiere

La frezarea suprafetelor plane cu freze frontale armate cu placate din carburi metalice P10(T15K6) pentru oteluri viteza de aschiere se va calcula cu relatiile din tabelul 14.21

Kv = Kmv*Ks1*Ksc*Kλ = 0.93*0.85*1*0.93 = 0.735

Calculul regimului de aschiere pentru burghierea suprafetei S14

1)Alegerea sculei:

Burghiu 122310 21

2)Adancimea de aschiere

t=D/2=21/2=10.5mm

3)Avansul de aschiere

S=Ks*Cs*D0.6

(Fig2.4. Picos Volumul II [PIC98])

Tabelul 16.8: Ks=0.9

Cs=0.047

D=20mm

S= 0.9*0.047*200.6=0.255mm/rot

4)Viteza de aschiere

Cv = 7

Zv = 0.4

m = 0.2

yv = 0.5

5)Puterea efectiva la burghiere

Cm1= – HB=103(OL37) D=21 s=0.255 xm=1.56 ym=0.83 n=0.75

n=

Calcului regimului de aschiere la alezarea suprafetei S20

(Fig2.5 Picos Volumul II [PIC98])

1)Alegerea sculei aschietoare

Alezor 116620 21 (https://www.toolscout.de/)

2)Adancimea de aschiere:

t=(D-d)/2=(21.16-21)/2=0.16mm

3)Avansul la alezare

s=Cs*D0.7 [mm/rot]

Cs=0.15(tabelul 16.53)

s=0.15*210.7=1.26 mm/rot

4)Viteza de aschiere

Cv = 10.5

m = 0.4

zv = 0.3

xv = 0.2

yv = 0.05

T = 40 min

CALCULUL REGIMULUI DE ASCHIERE LA FILETAREA SUPRAFETEI S22 M16

(Fig2.6 Picos Volumul II [PIC98])

Inainte de filetare, dimensiunea burghiului ce prelucreaza gaura este 14 mm(Tabelul 16.79)

Adancimea de aschiere este egala cu inaltimea factorului

Avansul longitudinal este egal cu pasul

1)Stabilirea vitezei de aschiere

V=

Cv=1

D=16

T=15min

p=2.5min

y=0.5

m=0.9

2)Stabilirea puterii necesare (Tabelul 16.82)

3)Stabilirea momentului de torsiune(Tabelul 16.83)

Adoptarea regimurilor de aschiere pentru restul suprafetelor

Frezare plana

Suprafetele : S9,S10,S11,S31

(Degrosare+Semifinisare)

(Fig.2.7 https://www.toolscout.de)

Frezare laterala

Suprafetele: (S2,S3,S5,S5,S6,S7,S8,S27,S28,S29,S30,S23)

(Degrosare)

(Fig.2.8 https://www.toolscout.de)

Frezare laterala

Suprafetele: (S2,S3,S5,S5,S6,S7,S8,S27,S28,S29,S30,S23)

(Semifinisare+Finisare)

(Fig.2.9 https://www.toolscout.de)

Frezare Racordari

(Fig.2.10 https://www.toolscout.de)

Burghiere

Burghiere Burghiere

Suprafata S14 Suprafata S15

(Fig.2.11 https://www.toolscout.de) (Fig.2.12 https://www.toolscout.de)

Burghiere

Burghiere Burghiere

Suprafata S25 Suprafata 16

(Fig.2.13 https://www.toolscout.de) (Fig.2.14 https://www.toolscout.de)

Burghiere

Burghiere Burghiere

Suprafata S21 Suprafata S12

(Fig.2.15 https://www.toolscout.de) (Fig.2.16 https://www.toolscout.de)

Alezare

Alezare Alezare

Suprafata S20 Suprafata S13

(Fig.2.17 https://www.toolscout.de) (Fig.2.18 https://www.toolscout.de)

Filetare

Filetare Filetare

Suprafata S22 Suprafata S26

(Fig.2.19 https://www.toolscout.de) (Fig.2.20 https://www.toolscout.de)

2.8.3 CALCULUL NORMELOR TEHNICE DE TIMP

3 PROIECTAREA UNUI ALEZOR mm

3.1 CALCULUL PRINCIPALELOR ELEMENTE ALE CINEMATICII ȘI DINAMICII AȘCHIERII

3.1.1 PRINCIPIUL DE LUCRU

Operația de alezare se efectuază în poziție verticală, figura 1,1, pe o mașină de alezat normal. Atât mișcarea principală de așchiere cât și cea de avans se execută de către sculă.

Din punct de vedere cinematic, operția de alezare se caracterizează prin:

– viteza de aschiere v [m/rot], care determină turația arborelui principal al mașinii n [rot/min];

– avansul de lucru s [mm/rot] pe baza căruia se poate calcula avansul pe dinte al sculei: ;

Fig. 3.1 Operația de alezare[Sect.4- GH. Secara]

3.2 STABILIREA MATERIALULUI SCULEI

Se recomandă oțelul rapid Rp5, oțel recomandat pentru alezoare datorită unei tenacitați și rezistența ridicată la uzură, având un preț scăzut în raport cu alte material folosite la construcția alezoarelor.

3.3 CALCULUL ADAOSULUI DE PRELUCRARE

Adaosul de prelucrare se calculează cu relatia:

, în care:

m = 0.1 pentru oțeluri;

z = 0.37 pentru toate materialele;

3.4 CALCULUL REGIMULUI DE ASCHIERE

– adâncimea de așchiere “t”

– avansul de alezare “s”

în care :

– viteza de așchiere “vp”

in care:

= 6.2;

xv = 0.2;

= 0.5;

yv = 0.5;

M = 0.5;

T = 20.

3.5 CALCULUL FORȚELOR, MOMENTELOR ȘI PUTERII DE AȘCHIERE

– forța axială “F”

in care:

pentru oțel carbon HB=220

=0.65;

xF = 1.3;

yF = 0.7;

n = 0.75;

– momentul de torsiune “Mt ”

in care:

= 1.9;

zM = 1;

xM = 0.9;

n = 0.7;

– puterea efectivă de așchiere “Ne”

in care:

3. 6 ALEGEREA MASINII-UNELTE

Pentru operația de alezare se folosește o mașină vertical de găurit G16, la care în treptele de turații existente, cea mai apropiată este:

nr = 56 rot/min , de unde viteza reală de așchiere este:

Avansul pe mașina-unealtă este t=0.25 mm/rot.

3. 7. ELEMENTELE ASCHIEI

Fig. 3.2 Elementele așchiei[Sect.4- GH. Secara]

Conform Fig 3.2, elementele așchiei sunt :

– grosimea așchiei “a”

Se alege unghiul de atac=15;

-numărul de dinți, z

Se adoptă z= 12 dinți.

– lățimea așchiei “b”

-lățimea așchiei pe dinte “q”

3.8 ALEGEREA TIPULUI DE ALEZOR

Având în vedere dimensiunile alezajului de prelucrat, modul de sectionare al sculei, natura materialului supus prelucrarii, se apreciaza ca tipul de alezor cel mai potrivit pentru a fi folosit este alezorul fix de masina cu coada conica, de tipul celui din figura 1.3

Fig. 3.3 Alezor fix de mașină cu coadă conică[Sect.4- GH. Secara]

II. Dimensiunea și verificarea sculei

– diametrul exterior

Diametrul exterior al alezorului se stabileste conform figurii de mai jos, cu următoarea relatie:

Figura 3.4[Sect.4- GH. Secara]

in care:

Dnp – diametrul nominal al piesei;

As – abaterea superioară;

Tp – toleranța de execuție a piesei;

– diametrul maxim al alezorului,

– diametrul minim al alezorului, Da min

– Numărul de dinți “z”

Se adoptă z = 12 dinți

– profilul dinților

Avand în vedere diametrul exterior, care este mai mare de 20 mm, se adoptă conform Fig. 3.4, dinți cu spate curb concav, ai căror parametri,conform datelor din tabelul urmator sunt:

Fig. 3.5 Forma dinților cu spate curb convac[Sect.4- GH. Secara]

-împărțirea dinților

Se adoptî împărțirea neegală a dinților, conform figurii 3.5, pentru care unghiurile dintre dinti primesc valorile:

ϕ1=2733’, ϕ2=2825’, ϕ3=2934, ϕ4=3030’, ϕ5=3125’, ϕ6=3230’dupa care se repeta.

Fig. 3.6 Împărțirea dinților[Sect.4- GH. Secara]

-înclinarea dinților

Deoarece materialul supus prelucrarii nu ridică probleme privind formarea aschiilor, iar alezajul supus prelucrarii este continuu, alezorul va fi prevazut cu dinti dreptii, deci, ω=0.

III. Stabilirea parametrilor geometrici constructive ai sculei

Forma conului de atac (Figura 3.7)[Sect.4- GH. Secara]

Pentru a se obtine calitatea suprafetei prelucrate in limitele stabilite de desenul de executie a piesei, se adopta solutia cu con de atac dublu, figura3.1, la care unghiul κ=15 , cota m=2mm, iar L4 = 10mm.

Lungimea partilor componente ale alezorului

Lungimea partii cilindrice a alezorului se adopta constructiv :

Lungimea partii de lucru este:

Lungimea cozii alezorului L2 se stabileste in functie de numarul conului Morse. Avand in vedere diametrul exterior al alezorului , se adopta con Morse nr.2, de unde rezulta:

– lungimea partii din otel rapid a alezorului este:

Se adopta:

– lungimea totala a alezorului

IV. Analiza unghiurilor functionale(Figura 3.8)[Sect.4- GH. Secara]

V. Stabilirea tratamentului termic(Figura 3.9)[Sect.4- GH. Secara]

Partea activa a alezorului, care se executa din otel rapid, Rp 5, dupa prelucrarea mecanica (inainte de rectificare si ascutire), este supus unei operatii de tratament termic ce consta din calire, urmata de trei reveniri inalte.

Dupa calire duritatea obtinuta trebuie sa fie cuprinsa intre 62-64 HRC.

VI. Stabilirea schemelor de ascutire-reascutire

Ascutirea se face prin metoda abraziva, fiind cea mai rapida. Deoarece partea activa este realizata din Rp5, caracteristicile pietrei abrasive vor fi: material corund, granulatia 30…60, liant ceramic.

Regimul de lucru:

-viteza: 25…35 m/min;

-avansul 0.05…0.04 mm/rot.

Ascutirea se executa cu o racire abundenta de 10…15 l/min pentru prevenirea arsurilor.

Alezorul se ascute pe suprafata de asezare a taisului, pe fata cilindrica si pe fata de degajare.

(Figura 3.10)[Sect.4- GH. Secara]

Proiectarea unui adancitor

Se va proiecta un adâncitor pentr . Adoptăm un adâncitor cu cep de ghidare Principiul de lucru este cel prezentat în figura 4.1.

Figura 4.1. Principiul de lucru al adâncirii

4.1. REGIMUL DE AȘCHIERE

Parametrii care caracterizează cimematica așchierii sunt următorii:

Avansul de lucru “s” [mm/rot]

Viteza de aschiere “v” [m/min]

Adancimea de aschiere “t” [mm]

Adâncimea de așchiere

D=24 mm

D=22 mm

Avansul de lucru

Viteza de aschiere

[rel 4.10/12 –sectiunea 4-Gh. Secara]

T- durabilitate adancitor

[tab 4.5/12 –sectiunea 4-Gh. Secara]

[tab 4.5/12 –sectiunea 4-Gh. Secara]

[tab 4.5/12 –sectiunea 4-Gh. Secara]

[tab 4.5/12 –sectiunea 4-Gh. Secara]

m= 0,3 [tab 4.5/12 –sectiunea 4-Gh. Secara]

T=90 min [Tab. 4.6 – prin ??]

[Tabelul 4.8/13]

[Tabelul 4.9/13]

[Tabelul 4.10/13]

[Tabelul 4.11/13]

Cunoscând valoarea vitezei de așchiere se poate determina turația „n” cu rel. 4.3.

Viteza de avans

Se adoptă din tab 4.12/14 unghiurile și .

z=4 dinți[pag.50-secț 4-Gh. Secară]

Grosimea așchiei (rel. 4.5)

Lățimea așchiei (rel. 4.6)

Aria secțiunii transversale a așchiei (rel. 4.7)

Aria totală a secțiunii transversale (rel. 4.8)

Calculul dinamic

Forța principală de așchiere pentru un dinte (rel. 4.24)

Forța principală de așchiere pt z dinți ai sculei (rel. 4.15)

Forța de avans totală se poate determina cu relația 3.3 din secțiunea 3

Din tabelul 3.14/21 secț.3 se aleg

Din tab. 3.17/22 secț. 3 se allege

Din tab. 3.18/22 secț. 3 se allege

Din tab. 3.19/22 secț. 3 se allege

Momentul necesar pt așchiere cu z dinți (rel. 4.17)

Puterea necesară pentru așchiere

Puterea motorului electric (rel. 4.31)

Alegerea mașinii-unelte

Ținând seama de datele calculate anterior vom alege mașina de găurit “Înfrățirea Oradea G16” de la care se adoptă următorii parametrii:

Puterea motorului electric adoptată este

Viteza reală de așchiere ( rel. 4.33)

Parametrii reali ai regimului de așchiere vor fi

Stabilirea diametrului

Diametrul miezului

Lungimea părții de lucru

PROIECTAREA DISPOZITIVULUI DE FIXARE LA OPERAȚIA DE BURGHIERE

5.1 DATE INIȚIALE: CARACTERISTICILE SEMIFABRICATULUI, CARACTERISTICILE MU, FORȚE, MOMENTE DE AȘCHIERE

5.1.1 CARACTERISTICILE SEMIFABRICATULUI

Fig. 5.1 Desenul de execuție al piesei

5.1.2 CARACTERISTICILE MAȘINII UNELTE

Prelucrarea se face pe un centru de prelucrare vertical (CPV).

CP produs de: MATSUURA-LX-Series

Fig. 5.2 Centru de prelucrare vertical

Tabelul 5.1 Specificațiile centrului de prelucrare vertical Matsuura LX-1

masa: 7500Kg;

cursele: X=500 mm; Y=500 mm; Z=300mm;

puteri motoare: Px=Py=3,2Kw; Pz=3,2 kW;

putere la ax principal: P=11 kW;

capacitate înc. masă: C=1120 kg.

Forțe, momente de așchiere

Deoarece solicitările maxime au loc la frezarea suprafeței superioare, calculul forțelor se efectuează doar pentru această prelucrare.

Fig. 5.3 Componentele forței de așchiere la frezarea frontală

Frezarea simetrică se efectuează cu o freză cilindro-frontală cu dinți aplicați, mai lată decât lățimea piesei, Φ 130mm.

Din calculele efectuate rezultă: Ftr=1860N, FV900N; FH 450N.

Tabelul 5.2 Raportul componentelor forței de așchiere la frezarea frontală

Frezarea simetrică se efectuează cu o freză cilindro-frontală cu dinți aplicați, mai lată decât lățimea piesei, Φ 130mm.

Din calculele efectuate rezultă: Ftr=1860N, FV900N; FH450.

5.2 PROIECTAREA CONCEPTUALĂ ȘI CONFIGURATIVĂ A DISPOZITIVELOR DE PRINDERE MODULARE

Proiectarea conceptuală a dispozitivelor are ca obiective: determinarea numărului și naturii gradelor de libertate preluate piesei de către dispozitiv; stabilirea suprafețelor de bazare, a celor de fixare, eventual a celor de rezemare suplimentară; stabilirea vagă a elementelor de dispozitiv implicate și în final a poziției punctelor de contact între elementele de dispozitiv și suprafețele piesei.

În etapa de proiectare configurativă sunt selectate modulele cu funcții de bazare, fixare și sunt stabilite pozițiile și orientările exacte. De obicei sunt generate mai multe variante care sunt filtrate printr-un proces succesiv multietape de sinteză analiză, ajungându-se în final la o soluție conceptuală acceptabilă.

5.3 SINTEZA CONCEPTUALĂ ȘI CONFIGURATIVĂ A DISPOZITIVULUI MODULAR DE PRINDERE

5.3.1 IDENTIFICAREA COTELOR CE TREBUIESC REALIZATE LA OPERAȚIA DE

FREZARE

În această etapă de proiectare sunt determinate gradele de libertate care trebuie anulate piesei pentru a se realiza preciziile stabilite de specificații. Condițiile Geometrice Determinante (CGD) sunt cote, condiții de poziție asociate suprafețelor care se prelucrează la operația unde este utilizat DPM și care sunt influențate de anularea gradelor de libertate ale piesei. CGD pot fi explicite (CGDe trecute pe desenul piesei) sau implicite (CGDi neevidente direct pe desenul respectiv) .

4 gauri strapunse de Ø17

Lungimea gaurii L=50mm

Adancire de Ø 25mm

Inaltime adancire h=20

Cota de deplasare a gaurilor este de 100mm

Perpendicularitatea gaurilor pe suprafata frontala a semifabricatului

5.3.2 DETERMINAREA GRADELOR DE LIBERTATE PRELUATE DE DISPOZITIV

Real piesa este complet imobilizată în DP, însă anumite grade de libertate trebuie preluate precis deoarece afectează CGD, altele nu, fiindcă nu au legătură cu CGD. Procedura este simplă: pentru fiecare CGD se determină submulțimea gradelor de libertate asociate, în final făcându-se reuniunea acestora.

Din tabelul 5.3 rezultă că trebuie anulate toate cele 6 grade de libertate (bazare completă).

Tabelul 5.3 Determinarea gradelor de libertate anulate piesei de către DP

5.3.3 PARTIȚIONAREA GRADELOR DE LIBERTATE PE ELEMENTELE GEOMETRICE ALE PIESEI

Urmează partiționarea (împărțirea) gradelor de libertate pe elementele geometrice ale piesei. Bazele de poziționare și orientare (BPO) sunt în general suprafețe ale piesei prin care se preiau grade de libertate, acestea pot fi materializate complet (BPO) sau incomplet (BPO). O materializare completă anulează toate gradele de libertate posibile ale BPO, pe când cea incompletă doar o parte. O CGD asociată unei BPOPc va fi precis realizată deoarece aceasta ocupă o poziție și o orientare corectă în DP și invariantă de la piesă la piesă. Nu se pot materializa complet toate BPO deoarece ar fi generate suprabazări, deci apare necesitatea ierarhizării BPO. Cum utilizarea BPOP asigură o precizie de bazare maximă, cea mai importantă BPOP va fi materializată complet iar celelalte incomplet.

Principalele criterii folosite în ierarhizarea BPO: dintre toate BPO sunt preferate BPOP din considerente de precizie; dintre BPOP sunt preferate cele care sunt asociate unor cote, condiții geometrice cu valori mici, implicate într-un număr mai mare de CGD; accesibilitate bună la BPO; BPO cu rigiditate suficientă; BPO preferabil prelucrate: BPO tip suprafață suficient de mare, nu muchii; o suprafața plană mai puțin sveltă poate prelua mai multe grade de libertate. Deorece criteriile sunt neomogene, aprecierea se poate face calitativ printr-un proces de decizie multiatribut care apelează la o matrice a consecințelor.

Fig. 5.4 Partiționarea gradelor de libertate

5.4. PROIECTAREA CONCEPTUALĂ A SUBSISTEMULUI DE STRÂNGERE

Pentru selecția suprafețelor de strângere se utilizează frecvent următoarele criterii [PAU14]:

C1. Sunt preferate suprafețele cu rugozitate mai mare, altfel este minimizat riscul deteriorării lor la aplicarea forțelor de strângere.

C2. Alegerea acestor suprafețe trebuie făcută astfel încât prin modulele de strângere, care au în general o rigiditate mai mică decât modulele de reazem, să se închidă forțe de așchiere mai mici.

C3. Este necesară o rigiditatea locală suficientă a piesei pe suprafața de strângere, de asemenea este nevoie de o rigiditate suficientă a întregului semifabricat pe direcția aplicării forțelor.

C4. Ca și în cazul suprafețelor de bazare și cele de fixare trebuie să fie accesibile.

C5. Din considerente simplificare a construcției DPM și de minimizarea timpilor auxiliari necesari acționării manuale a modulelor de strângere, numărul suprafețelor destinate fixării trebuie să fie minim.

C6. Trebuie evitată utilizarea suprafețelor de strângere care complică traiectoria sculei așchietoare nevoită să ocolească modulele de fixare.

C7. Sunt preferate suprafețele cu arie mare prin libertatea care o conferă în alegerea poziției forței de fixare.

Criterii de alegere a punctelor aproximative de aplicare a forțelor de strângere, a direcțiilor și sensurilor:

C1. Forța de strângere principală este preferabil să se închidă prin baza de poziționare și orientare care preia numărul maxim de grade de libertate, pentru a o materializa cât mai corect în dispozitiv.

C2. Se urmărește realizarea unei căi minime de închidere a forțelor generate de elementele de strângere (reazeme plasate pe direcțiile de acțiune a forțelor de strângere).

C3. Sistemul de forțe de strângere trebuie să conserve toate legăturile unilaterale ale semifabricatului în orice stare de funcționare programată a sistemului MUSPD.

Pentru așchierea gaurii si a adancirii (suprafețele 13 si 17) se utilizează o freză cilindro-frontală de diametru 8mm (fig. 5). Solicitările generate la frezarea gaurii si a lamajului sunt foarte apropiate, cu un grad de intensitate relativ scăzut și în consecință nu se iau în considerare la proiectarea subsistemului de strângere.

Fig. 5.5 Solicitările piesei în timpul așchierii gaurii cu lamaj.

În fig.5, au fost reprezentate componentele forței tangențiale (F1t) și radiale (F1r) ale forțelor de frezare,rezultanta ei (R1) descompusa pe direcțiile X și Y (reprezentate prin forțele (orizontala F1h și verticala F1v)) si reprezentarea componentei axiale F1a≈0.5F1t [PIC92] care acționează pe direcția axei Z, precum și momentul de așchiere M1a care solicită piesa diferit funcție de sensul relativ de deplasare a frezei față de piesă:

– pe traiectoria 1, componenta (F1h) are tendința de a deplasa piesa pe directia -y, iar componenta (F1a) are tendința de a apăsa piesa pe direcția -Z spre placa de bază, iar momentul de așchiere (M1a) are tendința de a roti piesa în jurul axei Z;

– pe traiectoria 2, componenta (F1h) are tendința de a deplasa piesa pe directia +y, iar componenta (F1a) au tendința de a apăsa piesa pe direcția -Z spre placa de bază, iar momentul de așchiere (M1a) are tendința de a roti piesa în jurul axei Z;

Alegerea suprafețelor de strângere;

Pentru materializarea bazelor de așezare ( S6, S7) piesa trebuie strânsă pe direcția Y.

Se conturează schema de strângere schițate în fig. 6:

schema de strângere (SS1) care aplică 2 forțe S pe suprafețele ,S6,S7 (fig. 6a);

Fig. 5.6. Schema de strângere aplicate piesei Brat.

5.5 PROIECTAREA CONFIGURATIVĂ A DISPOZITIVELOR MODULARE

În etapa de proiectare configurativă sunt dezvoltate conceptele stabilite anterior prin luarea în considerare a modulelor de reazem și de strângere, eventual completarea acestora cu componente speciale, care trebuie proiectate. Pe BPO și pe suprafețele de strângere se atașează modulele specifice pe baza unor criterii. Dacă pe suprafețele respective sunt prevăzute mai multe variante de module, prin combinarea lor sunt generate variante de DPM.

Pentru alegerea corectă a modulelor de reazem trebuie luate în considerare următoarele criterii generale [PAU14]:

1. Numărul de grade de libertate preluate de un reazem depinde de raportul dintre dimensiunile piesei și cele ale reazemului. De exemplu un modul reazem cu prag poate prelua cu suprafața îngustă verticală două grade de libertate pe baza de ghidare a unei piese care are dimensiuni apropiate de cele ale modulului.

2. Mărimea zonei de contact a piesei cu reazemele individuale este invers proporțională cu mărimea abaterilor microgeometrice și de formă ale bazei de PO. Deci pentru suprafețe rugoase, cu abateri relativ mari de formă se vor utiliza reazeme care au o suprafață mică de contact; pentru baze prelucrate, cu abateri mici de formă se recomandă reazeme cu suprafețe mai mari de contact.

3. Varianta constructivă a unui reazem se alege funcție de rigiditatea acestuia raportată la forțele de strângere și de așchiere care se închid prin el.

4. Plasarea reazemelor pe module distanțier le diminuează precizia de poziționare și orientare.

5.5.1 ALEGEREA MODULELOR DE REAZEM PENTRU SUPRAFEȚELE PLANE

Baza de așezare materializată de suprafata plana S1 (fig.3) este prelucrată anterior prin frezare, este rigidă și în consecință pot fi utilizate elemente de bazare tip placuta de reazem fixa lata.

În figura 7 este reprezentata tipul de placuta de reazem utilizata pentru bazarea piesei brat. Pentru bazarea bratului se va folosi o astfel de placuta de reazem (PFL5 – 3112)

Fig.5.7. Variante de module de reazem utilizabile pentru baza de așezare.

5.5.2 ALEGEREA MODULELOR DE REAZEM PENTRU SPRIJINIRE

Pentru sprijinirea piesei (anularea gradului de libertate tx), se foloseste o placuta de reazem fixa lata (PFL3 – 3111) pozitionata pe partea laterala pe suprafata S11

Fig. 5.8. Module de sprijin lateral

Pentru o sprijinire suplimentara se folosesc 3 astfel de cepuri de reazem fixe nereglabile plate (CFN-25-P – 3211). Se folosesc cepuri de reazem plate si nu zimtate pentru a nu deteriora suprafata piesei cu care intra in contact, aceasta fiind frezata anterior. 6 cepuri sunt plasate egal simetric fata de axa piesei iar al saptelea este plasat pe axa de simetrie

Figura 5.9

5.5.3 ALEGEREA MODULELOR DE STRÂNGERE

Strangerea piesei brat se face cu 3 module de fixare orizontale mobile de tip deget cu distantier actionate de un mecanism surub-piulita (6124). Modulele de fixare sunt amplasate pe partile laterale a bratului, pe suprafetele S6 S7 .

Figura 5.10 Sistemul de strângere cu modul de fixare orizontal mobil de tip deget.

Distantierul optim pentru prinderea modulelor de fixare alese este o placa intermediara striata fixa (6125-2).

Figura 5.11

5.6. ANALIZA MULTIATRIBUT A VARIANTELOR DISPOZITIVELOR DE PRINDERE MODULARE

Principalele criterii pentru analiza multiatribut a variantelor rezultate din proiectarea configurativă a DPM sunt [PAU14]:

C1. Precizia poziționării și orientării piesei în DPM care depinde de:

Numărul de baze de poziționare și orientare principale (BPOP) materializate în DPM, în principal asociate cotelor și condițiilor de poziție critice (care trebuie executate în clase de precizii mici).

Numărul și precizia de execuție a modulelor distanțier sau a corpurilor intermediare pe care sunt montate modulele de reazem. Acestea scad atât rigiditatea cât și precizia de preluare a gradelor de libertate ale piesei.

Rigiditatea modulelor de reazem, cedarea elastică a acestora influențează negativ precizia de poziționare și orientare a piesei.

C2. În aprecierea rigidității componentelor DPM trebuie avut în vedere că:

Modulele de reazem monobloc sunt mai rigide decât cele reglabile.

Module de reazem monobloc fixate cu două sau patru șuruburi sunt mai rigide decât modulele de strângere

Rigiditatea modulelor de strângere bridă tip turn este invers proporțională cu numărul de module distanțier conținute.

C3. Stabilitatea piesei în DPM, în sensul că ansamblul forțelor și momentelor de așchiere și a celor de strângere trebuie să asigure conservarea schemei de bazare și de strângere în toate stările de solicitare a piesei în dispozitiv (piesa să rămână în contact cu toate modulele de reazem și de strângere).

C4. Posibilitățile de a modifica subsistemul de strângere modular. Din cauza termenelor scurte impuse proiectării și asamblării DPM în producția flexibilă, este dificil să de calculeze cu precizie suficientă forțele și momentele care solicită piesa ca și forțele pe care trebuie să le exercite subsistemul de fixare.

În consecință, în etapa de testare, un DPM la care este posibil să se schimbe poziția și/sau orientarea unuia sau mai multor module de strângere, sau să se înlocuiască/adauge elemente de strângere, este preferabil unuia mai puțin adaptabil.

C5. Complexitatea DPM depinde de:

Numărul de module utilizate.

Diversitatea modulelor.

Numărul și complexitatea elementelor de dispozitiv nemodulare (inexistente în setul modular avut la dispoziție).

C6. Ușurința cu care se instalează, dezinstalează piesa în DPM, incluzând și eventualele reglaje care trebuie făcute pentru fiecare piesă.

C7. Lungimea traiectorie sculei așchietoare: sunt preferate DPM la care traiectoria sculei/sculelor nu trebuie să ocolească anumite elemente din dispozitiv.

În cazul DPM rezultate în urma proiectării configurative câteva criterii sunt nerelevante:

C1 nu este luat în considerare deoarece cele două DPM au aceeași schemă de bazare.

C2 deoarece o decizie asupra rigidității modulelor de sprijin a fost luată în capitolul anterior.

C4 deoarece nu se folosesc elemente de dispozitiv speciale care nu aparțin setului IFBv-M12-v3.

C5 nerelevant deoarece setul modular are suficiente module relativ la câte DPM sunt la un moment dat în exploatare, deci nu există pericolul de a nu putea asambla un nou DPM.

C7 fiindcă traiectoriile sculelor nu sunt incomodate de modulele DPM.

Aprecieri calitative asupra variantelor de DPM pe baza C3- Stabilitatea piesei în DPM.

DPM1 dacă forța de strângere S exercitată de un singur modul de strangere nu este suficient de mare există riscul ca la frezarea suprafeței S13 sau S17 pe traiectoria 1 (fig.5) să se piardă contactul cu reazemul de sprijin.

Aprecieri calitative asupra variantelor de DPM pe baza C6- Ușurința cu care se instalează, dezinstalează piesa în DPM.

Piesa are o masă relativ MICĂ 8,047 kg și poate fi plasată și scoasă cu mâna din DPM. DPM1 permite relativ o ușoară instalare a piesei.

Fig. 5.12. DPM1

5.7 VERIFICAREA PRECIZIEI DE POZIȚIONARE, ORIENTARE A PIESEI

Verificarea preciziei de poziționare și orientare a piesei se face considerând că pe centrul de prelucrare setarea nulului se face față de placa de bază a DPM. În consecință erorile sunt calculate ca un cumul între erorile de bazare și cele datorită impreciziei de poziționare și orientare a modulelor de reazem față de placa de bază și a impreciziei de execuție a reazemelor. Precizia realizată prin simulare statistică (Monte Carlo) a numeroase scheme de poziționare și orientare a pieselor în DPM poate fi calculată cu programele din pachetul PG-DPM-SS (Precizia Geometrică a Dispozitivelor de Prindere Modulare prin Simulare Statistică). În cazurile în care programele respective nu au capacitatea de a calcula erorile de poziționare și orientare se apelează la relațiile de calcul al erorilor de bazare din literatura de specialitate [TAC95, VAS82, PĂU97].

Pentru calculul erorilor de poziționare si orientare la cotele de 245mm (pe axa x) si 74mm (pe axa y), adâncimea gaurii 50mm, cota de 50mm se utilizează programul SB CU 3 placute de reazem late pentru DPM1. Erorile sunt raportate la erorile admisibile care se calculează cu relația: 𝜀𝑏𝑎𝑥=𝑇𝑥/2…3

Fig. 5.13. Capturi din programul PIESE DE TIP PLACA – 3 PLACUTE DE REAZEM LATE PE PLACA DE BAZA.exe pentru DPM1

În tabelul 5 erorile de bazare ale cotelor calculate cu modelul geometric prin simulare statistică sunt comparate cu erorile admisibile obținute prin împărțirea toleranței cotei curente (Tx) la 2.

Tabel 5.4 Erorile de poziționare și orientare

Deoarece toate erorile de poziționare și orientare a piesei sunt mai mici decât cele admisibile, varianta de DPM1 luata în studiu asigură precizia necesară realizării cotelor la operația de frezare a gaurii.

5.8.VERIFICAREA STABILITĂȚII PIESEI

5.8.1 VERIFICAREA STABILITĂȚII PIESEI ÎN ETAPA DE INSTALARE ÎN DPM

Ciclul de instalare al bratului în dispozitiv este:

Bratul este asezata mai intai cu S1 pe placutele fixe apoi este impins pe placutele de reazem fixe late pana intra in contact cu S7 si spre final impins in dreapta pe placuta de reazem fixa lata pana intra in contact cu S5.

Piesa este prinsa cu trei module de fixare orizontale mobile de tip deget cu distantier aplicate pe suprafetele S6 S7 .

5.8.2 VERIFICAREA STABILITĂȚII PIESEI ÎN ETAPA DE PRELUCRARE

Verificările stabilității piesei în regim stabil de așchiere se face pentru cea mai intensă solicităre : frezarea suprafeței S13 (gaura de Ø 17 mm si L=50mm). În această situație se consideră modelul static simplificat cu legături reale (cu frecare).

5.8.2.1 VERIFICAREA STABILITĂȚII PIESEI LA FREZARE

Fig. 5.14. Tabloul simplificat al forțelor care solicită piesa la frezare.

5.9 DOCUMENTAREA PROIECTULUI

Documentarea proiectului constă în desenul de ansamblu (fig. 5.15) și opțional o vedere explodată, ambele create din modelul 3D al ansamblului. Dacă sunt condiții speciale cum ar fi cele legate de asamblarea și reglarea elementelor dispozitivului, acestea se trec pe desenul de ansamblu și în cazurile mai complicate într-o anexă.

Fig. 5.15. Desenul de ansamblu al DPM pentru Brat

6.Proiectarea unui dispozitiv de strangere pentru prelucrarea gaurilor verticale

Dispozitivul a fost proiectat pentru prelucrarea suprafetelor S25 S26. El este alcatuit din 2 capace si 2 picioare ce se pot demonta, deoarece sunt prinse cu suruburi de fixare M12x40 unul de celalalt.Dispozitivul mai are si cate 3 cepi de ghidare pentru a asigura stabilitatea piesei luand astfel gradele de libertate.

Figura 6.1 Dispozitiv vertical de prindere(Vezi Plansa)

7.Proiectarea unui dispozitiv de verificare

Dispozitivul a fost proiectat pentru verificarea tuturor gaurilor. Este alcatuit din cepi schimbabili ,acestia imbinandu-se cu placa prin alezaje, Manere de sustinere si placa de baza.In figura de mai jos este prezentat:

Fig. 7.1 Dispozitiv de verificare(Vezi Plansa)

8. Calculul economic

Costul prelucrarii=Cs+Cau+Cen+Cexs

Cs-costuri salariale;

Cau-cheltuieli efectuate cu amortizarea utilajului;

Cen-cheltuieli efectuate cu energia electrica consumata in procesul de prelucrare a piesei;

Cexs-cheltuieli legate de exploatarea sculelor aschietoare.

Cs=NT*So

So-salariul operatorului de la masina-unealta=1900:168:60

=0,18 lei/min

Cs=2*0,18=0,36lei/min

Cau=tb*

Pu-pret achizitie utilaj

nau-nr de ani in care trebuie amortizat utilajul (15-20 ani)

Ciru-cheltuieli anuale cu intretinerea si repararea utilajului(ca procent din Pu)

Ff-fond anual de timp de functionare a utilajelor[ore]

Kiu-coeficient de incarcare a utilajelor(recomandat de 85%)

tb=0,91min

Pret masina-unealta=20000lei

Pret freza=1050 lei

Ciru=5%*Pu=0,05*2000=1000lei/an

nau=20 ore

Ff=168ore/luna

12 luni2000ore/an

Kiu=85%=0,85

Cau=0,91*=0,91*=0,91*1,57=3,42lei

Cen=

Nu-puterea utilajului(5-7kw)=5

Ckwh-costul unui kw=0,35-0,7=0,5

Kim-coeficient de incarcare al motorului(0,3-0,8)=0,8

Cen==lei

Cexs=()

T-durabilitatea sculei aschietoare=45min;

tsr-timp de schimbare-reglare=1min;

sr-salariul operatorului reglor=0,18lei/buc;

tasc-timp de ascutire scula aschietoare=2min;

Casc-costuri legate de ascutire;

Casc=Caea+Sa

Caea-costuri legate de amortizarea echipamentelor de ascutire

Caea=0,91*=0,91*=0,91*2,66=2,4 lei

Casc=2,4+0,19=2,59 lei

Ps-pretul de achizitie al sculei aschietoare=3,65lei/buc;

nasc-nr de ascutiri suportate de scula aschietoare=20;

Cexs=*(3*0,19*2*2,59*)=0,2*0,35=0,08 lei

Costul prelucrarii pentru suprafata data:0,38+1,42+0,030+0,07=1,9 lei.

Costul total al prelucrarii : Cs+Cau+Cen+Cexs

NT totala =39,78 min

Cs=NT*So=39,78*0,18=7,16 lei/min

Cau=3.42*1,57=5.36 lei

tb total=2,984 min

Cen=0,030 lei

Cexs=0,04*0,76=0,03 lei

Caea=2,04*2,66=5,42 lei

Casc=5,42+0,19=5,61 lei

Costul total al prelucrarii: 1,72+5.36+0,030+0,03=7,14 lei

Bibliografie

[BUZ70]. Buzdugan Gh. (1970) Rezistența materialelor. Ed. Tehnică, București.

[PIC92] Picoș C. șa. (1992) Proiectarea tehnologiilor de prelucrare mecanică prin a șchiere. Vol.1. Ed.Universitas, Chișinău.

[PAU14] Păunescu T ș.a. (2014). Proiectarea asistată a dispozitivelor modulare. Ed. Universității Transilvania din Brașov. ISSN-978-606-19-0415-0.

[PUG91] Pugh, S. (1991) Total design: integrated methods for successful productengineering. Addison-Wesley Pub.

[www] Toolscout.de