Proiectarea Si Realizarea Unui Echipament de Taiere de Tip Ghilotina
Proiectarea și realizarea unui echipament de tăiere de tip ghilotină
Cuprins
Introducere
CAP. I BAZELE FIZICE ALE PROCESULUI DE DEFORMARE PLASTICĂ
I.1 Structura metalelor
I.2. Deformarea plastică în cazul structurii ideale
1.2.1. Deformarea plastică a monocristalelor ideale
1.2.2. Tensiunea de alunecare în cazul monocristalelor cu structură ideală
(perfectă)
I.3 Imperfecțiuni în structura metalelor
I.4. Surse de dislocații
I.5. Alunecarea prin deplasarea dislocațiilor
I.6. Legea lui Schmid
I.7. Deformarea plastică a agregatelor policristaline
I.8. Ecruisarea la prelucrarea prin deformare plastică la rece
1.9 Curbe de ecruisare
CAP. II TĂIEREA CU FOARFECE
II.1 Tăierea cu foarfecele cu cuțite paralele
II.2 Tăierea la foarfece vibratoare cu cuțite înclinate
II.3 Tăierea la foarfece cu cuțite disc
CAP. III DOMENIUL DE UTILIZARE A MAȘINILOR DE TĂIAT
III.1. Mașinile cu lame prin forfecare
III.2 Mașinile de tăiat cu scule disc (cu role)
III.3 Mașinile de tăiat cu scule disc cu axe paralele
III.4 Mașini de prelucrat cu cuțite disc cu axe înclinate
III.5 Foarfeca combinată
CAP. IV CINEMATICA ȘI CALCULUL FORȚELOR DIN MECANISMUL MAȘINILOR DE TĂIAT
IV.1 Cinematica mașinilor de tăiat cu lame
IV.1.1 Criterii de calcul și considerații constructive asupra principalelor subansamble ale mașinilor de tăiat cu lame
IV.2 Cinematica mașinilor de tăiat cu scule disc cu axe paralele
IV.3 Cinematica mașinilor de tăiat cu cuțite disc cu axe înclinate
IV.4 Cinematica foarfecii combinate
IV.4.1 Elemente de calcul pentru proiectarea foarfecii combinate
CAP. V MOTOARE ASINCRONE MONOFAZATE
V.1 Motoare asincrone monofazate cu fază auxiliară
V.2 Motoare asincrone monofazate cu condensator de pornire
V.3 Motoare asincrone monofazate cu condensator dublu
( de lucru și de pornire )
V.4 Motoare asincrone monofazate cu condensator permanent
CAP. VI PROIECTAREA ȘI REALIZAREA MODULUI UNEI FOARFECE DE TIP GHILOTINĂ PROPRIU–ZISĂ
VI.1 Modul de funcționare
VI.2 Determinări experimentale
Concluzii
Bibliografie
Anexe
Introducere
Această lucrare are ca bază optimizarea procesului de tăiere a semifabricatelor cu foarfecele ghilotină.
Această optimizare a fost realizată prin adăugarea la foarfeca propriu – zisă a unui motor de curent alternativ monofazat cu rotorul în scurtcircuit, cu rolul de a angrena foarfeca ghilotină, nemaifiind nevoie de efortul uman pentru a realiza tăierea unei table.
Lucrarea este structurată pe 6 capitole și anume:
CAP. I – BAZELE FIZICE ALE PROCESULUI DE DEFORMARE PLASTICĂ
CAP. II. – TĂIEREA CU FOARFECE
CAP. III – DOMENIUL DE UTILIZARE A MAȘINILOR DE TĂIAT
CAP. IV – CINEMATICA ȘI CALCULUL FORȚELOR DIN MECANISMUL MAȘINILOR DE TĂIAT
CAP. V – MOTOARE ASINCRONE MONOFAZATE
CAP. VI – PROIECTAREA ȘI REALIZAREA MODULUI UNEI FOARFECE DE TIP GHILOTINĂ PROPRIU – ZISĂ
În primul capitol s – a făcut o prezentare a proceselor fizice care au loc în cazul deformării plastice, s – a făcut o prezentare a structurii metalelor, a deformării plastice în cazul monocristalelor ideale, s – au descris ce sunt imperfecțiunile si defectele din structura metalelor, s – au prezentat dislocațiile și alunecarea prin deplasarea lor, s–a arătat legea lui Schmid si s – a descris procesul de ecruisare.
În al doilea capitol s – a prezentat procesul de tăiere cu diferite tipuri de foarfece, felul în care are loc această tăiere, s – au prezentat schemele cinematice ale acestor mașini de tăiat cu foarfece și componentele lor.
În al treilea capitol sunt descrise domeniile unde sunt utilizate fiecare tip de foarfecă precum și schemele de tăiere a fiecărei mașini de tăiat.
Capitolul patru prezintă cinematica fiecărei mașini de tăiat din lucrare precum și calculul forțelor care au loc la tăierea cu aceste mașini de tăiat.
În capitolul cinci am facut o scurtă prezentare a motoarelor asincrone monofazate și am descris motorul folosit în această lucrare.
În capitolul șase este prezentată instalația formată din foarfecele ghilotină împreună cu mecanismele de acționare, aparatele de măsurare a intensității curentului și tensiunii precum și motorul de acționare a foarfecii ghilotină.
Scopul acestei lucrari este realizarea unei instalații care sa ușureze tăierea tablelor subțiri și de a mări viteza de lucru fără a mai fi nevoie de un efort mai mare din partea operatorului uman.
Dificultățile în realizarea instalației apar la micșorarea turației motorului si la realizarea mecanismului bielă – manivelă și a puterii motorului, deoarece cu cât tabla care se dorește a fi tăiată este mai groasă, cu atât motorul trebuie sa fie mai mare, astfel ca întreaga instalație va fi mai grea și mai cu un pret de cost mai mare .
În această lucrare micșorarea turației motorului a fost realizată cu ajutorul unui variator de tensiune, dar se constata ca această soluție nu poate fi permanentă, deoarece folosirea îndelungă a unui astfel de variator poate duce la supraîncălzirea motorului din cauza faptului ca intensitatea curentului prin înfășurări crește și se poate arde motorul.
Instalația folosită este una experimentală care permite tăierea tablelor subțiri cu grosimea maximă de 0.2 mm.
CAP. I Bazele fizice ale procesului de deformare plastică
Toate corpurile solide au proprietatea de a se deforma sub acțiunea unor forțe exterioare și a altor factori cum ar fi: temperatura, acțiunea îndelungată a timpului, etc.
Diferite materiale supuse deformării se comportă diferit în funcție de mărimea forțelor care acționează, precum și de condițiile în care are loc deformarea. După caracterul permanent sau nepermanent al deformării se disting următoarele tipuri de deformații: deformații elastice ( fig.1.1. a și b ), deformații remanente ( fig. 1.1 c ) și deformații anelastice ( fig 1.1.d ).
Fig.1.1 Diagrama tensiune – deformație
1 – deformație elastică; 2 – deformație remanentă; 3 – deformație anelastică
Fragilitatea nu este o proprietate absolută a unui metal sau aliaj. De exemplu wolframul, care este fragil la temperatura camerei, devine plastic la temperaturi ridicate. Un metal, care la temperatura normală este plastic la solicitarea de întindere fără concentratori, poate să devină fragil în prezența concentratorilor sau atunci când sarcina este aplicată cu viteze mari. De asemenea, el își pierde plasticitatea sub acțiunea unor agenți de fragilizare cum ar fi hidrogenul, temperaturile joase, etc.
O proprietate deosebită a metalelor este capacitatea de a fi prelucrate la rece. La temperaturi obișnuite și în condiții favorabile de aplicare a tensiunilor se pot obține fără dificultăți schimbări dimensionale în raportul de 1:20, atunci când metalul este plastic.
I.1 Structura metalelor
Metalele și aliajele lor, indiferent de felul cum sunt obținute și prelucrate, sunt în stare solidă corpuri cristaline. Atomii lor formează o rețea spațială, denumită rețea cristalină, în care ei au dispunere ordonată în nodurile rețelei.
Cele mai multe metale și compuși metalici cristalizează în sistemele: cubic, hexagonal și romboedric.
Sistemul cubic poate prezenta un atom în centrul volumului sau o structură în care fiecare față a cubului prezintă câte un atom în centru.
În sistemul cubic cu volum centrat ( fig. 1.1.1 ) cristalizează: fierul, niobiul, cromul, vanadiul, molibdenul, wolframul, tantalul.
În sistemul cubic cu fețe centrate ( fig. 1.1.2 ) cristalizează: fierul, aluminiul, nichelul, plumbul, cuprul, aurul și argintul.
Fig. 1.1.1 Celula elementară cubică Fig 1.1.2 Celula elementară cubică
cu volum centrat cu fețe centrate
În sistemul hexagonal ( fig. 1.1.3 ) cristalizează zincul, magneziul, cadmiul, beriliul, cobaltul, titanul și zirconiul iar în sistemul romboedric ( fig.1.1.4 ) cristalizează mercurul, stibiul și bismutul.
Unei singure celule elementare cubice cu volum centrat îi revine un număr de doi atomi (). În cazul celulei elementare cub cu fețe centarre îi revine un număr de () adică patru atomi.
În cazul celulei hexagonale compacte, fiecare atom din colț aparține de 6 celule elementare, fiecare atom din centrul bazelor la două celule elementare iar cei trei atomi din
centrul celulei aparțin fiecărei celule. Astfel rezultă ca fiecărei celule îi aparțin un număr de () adică 6 atomi.
Fig 1.1.3 Celula elementară hexagonală Fig 1.1.4 Celula elementară romboedrică
Atât structura cubică cu fețe centrate cât și cea hexagonală sunt structuri compacte. Realizând modele din sfere pentru fiecare dintre aceste structuri s – a constatat că pentru cele două tipuri (cub cu fețe centrate și hexagonală) 74% din volumul celulei elementare este ocupat de către atomi, în timp ce pentru structura cub cu volum centrat aceasta reprezintă 68%.
În general, deformarea plastică se produce în planele la care suma indicilor Miller are valoarea mică și pentru care densitatea de atomi este mare. Densitatea atomică pentru planele care au valori mici ale sumei indicilor Miller din diferite tipuri de structuri cristaline este prezentată în tabelul 1.1.1.
Tabelul 1.1.1
Densitatea atomică pentru diferite plane și tipuri de structuri cristaline
Rezultă că în cazul structurii cub cu fețe centrate planele cu densitatea cea mai mare sunt {111}, în interiorul cărora atomii sunt așezați în colțurile unor triunghiuri echilaterale cu câte trei direcții de maximă densitate fiecare ( fig. 1.1.2 ). În cazul structurii cub cu volum centrat planele cele mai dense sunt { 110 } și conțin câte două direcții de densitate maximă ( fig. 1.1.1 ). La structura hexagonală planele de densitate maximă sunt cele corespunzătoare celor două baze { 0001 }.
Se observă, de asemenea, că în cazul structurii cub cu fețe centrate planele {100} și {111} au densitate mult mai mare față de cele corespunzătoare ale structurii cub cu volum centrat, precum și față de planul {0001} al structurii hexagonale.
Întrucât procesul de cristalizare la solidificarea aliajelor (topiturilor) se produce concomitent într – un număr foarte mare de centre de cristalizare, după solidificare structura va fi constituită dintr–un număr mare de grăunți cristalini ( cristalite ), care formează structura policristalină. Corpurile policristaline au anumite proprietăți, spre deosebire de cele amorfe:
– sunt anizotrope, adică au proprietăți diferite în funcție de direcția pe care acestea se determină;
– elementele lor pot aluneca unele pe altele, adică prezintă suprafețe de alunecare, atunci când sunt supuse la acțiunea unor forțe de deformare.
Pentru studiu se va face mai întîi apel la corpul monocristalin, considerând cazul ideal, iar corelațiile stabilite, ținând seama și de caracteristicile policristalelor, se vor extinde astfel, cu corecțiile necesare, la corpurile reale.
I.2. Deformarea plastică în cazul structurii ideale
1.2.1. Deformarea plastică a monocristalelor ideale
Deformarea plastică se realizează prin deplasarea relativă a atomilor în poziții noi de echilibru stabil. Principalele moduri (mecanisme) prin care se produce deformarea plastică sunt: alunecarea și maclarea.
Alunecarea constă în deplasarea de pachete de atomi de–a lungul unor plane cristaline, numite plane de alunecare. Experiențele efectuate pe monocristale au dovedit că planele de alunecare sunt planele de maximă densitate de atomi, iar în aceste plane există direcții de alunecare, după care atomii sunt așezați cel mai dens.
Planele și direcțiile de alunecare formează sistemele de alunecare, care sunt caracteristice pentru fiecare sistem cristalin. Alunecarea se produce atunci când tensiunea tangențială are o valoare – critică.
Atomii se vor deplasa în lungul planului de alunecare, așa încât la suprafața polizată a. probei apare o linie de alunecare ( fig. 1.2.1 ). Alunecarea nu se produce pe un singur plan de alunecare, ci cuprinde o grupă de straturi atomice vecine, care formează benzi de alunecare ( fig. 1.2.2 ).
Fig 1.2.1 Schema alunecării la monocristal Fig 1.2.2 Schema benzilor de alunecare
Aceasă schemă se poate ve, după solidificare structura va fi constituită dintr–un număr mare de grăunți cristalini ( cristalite ), care formează structura policristalină. Corpurile policristaline au anumite proprietăți, spre deosebire de cele amorfe:
– sunt anizotrope, adică au proprietăți diferite în funcție de direcția pe care acestea se determină;
– elementele lor pot aluneca unele pe altele, adică prezintă suprafețe de alunecare, atunci când sunt supuse la acțiunea unor forțe de deformare.
Pentru studiu se va face mai întîi apel la corpul monocristalin, considerând cazul ideal, iar corelațiile stabilite, ținând seama și de caracteristicile policristalelor, se vor extinde astfel, cu corecțiile necesare, la corpurile reale.
I.2. Deformarea plastică în cazul structurii ideale
1.2.1. Deformarea plastică a monocristalelor ideale
Deformarea plastică se realizează prin deplasarea relativă a atomilor în poziții noi de echilibru stabil. Principalele moduri (mecanisme) prin care se produce deformarea plastică sunt: alunecarea și maclarea.
Alunecarea constă în deplasarea de pachete de atomi de–a lungul unor plane cristaline, numite plane de alunecare. Experiențele efectuate pe monocristale au dovedit că planele de alunecare sunt planele de maximă densitate de atomi, iar în aceste plane există direcții de alunecare, după care atomii sunt așezați cel mai dens.
Planele și direcțiile de alunecare formează sistemele de alunecare, care sunt caracteristice pentru fiecare sistem cristalin. Alunecarea se produce atunci când tensiunea tangențială are o valoare – critică.
Atomii se vor deplasa în lungul planului de alunecare, așa încât la suprafața polizată a. probei apare o linie de alunecare ( fig. 1.2.1 ). Alunecarea nu se produce pe un singur plan de alunecare, ci cuprinde o grupă de straturi atomice vecine, care formează benzi de alunecare ( fig. 1.2.2 ).
Fig 1.2.1 Schema alunecării la monocristal Fig 1.2.2 Schema benzilor de alunecare
Aceasă schemă se poate vedea în cazul monocristalului de zinc ( fig. 1.2.3 ) care cristalizează în sistemul hexagonal și deci are un singur tip de plane de maximă densitate de atomi (planele bazale tabelul 1.1).
În cazul sistemului hexagonal compact există un singur plan de alunecare ( fig. 1.1.3 ), deci structura aceasta prezintă numai trei sisteme de alunecare.
La structura c.f.c. planele octaedra1e (111) și direcțiile <110> sunt sistemele compacte ( fig. 1.1.2 și tabelul 1.1.1 ). La c.f.c. există 8 plane octaedrale (111), două câte două paralele, corespunzător colțurilor opuse ale cubului elementar, așa încât sunt numai 4 serii de plane octaedrale.
Fiecare plan are câte 3 direcții <110> ( fig. 1.1.2 ), așa încât această structură are 12 sisteme posibile de alunecare. Structura c.v.c. nu este o structură compactă, după cum s – a văzut.
La această structură nu există un singur plan cu densitatea atomică mare, comparativ cu structură c.f.c. sau h.c.
S – a constatat [22] că în cazul metale1or cu structura c.v.c. alunecarea apare în planele {110}, precum și în {112) și {123) cu densități apropiate cu primele, iar direcția de alunecare este {111}. Există astfel 48 de sisteme de alunecare, deci mai multe decât la sistemul c.f.c.
Fig 1.2.3 Modelul monocristalului de zinc:
înainte de deformare; deformat și în vedere frontală și laterală
Cu toate că la sistemul c.v.c numărul sistemelor de alunecare este superior celui de la c.f.c., totuși datorită densității mai mari de atomi în planele de alunecare ale structurii c.f.c. acesta este mai plastic, adică alunecarea apare la tensiuni mai mici, comparativ cu structurile c.v.c.
Caracteristic pentru metalele ce cristalizează în sistemul c.v.c. este faptul că, datorită numărului mare de sisteme de alunecare, atunci când alunecarea este frânată pe anumite plane, ea se poate ușor produce pe alte plane.
Din acest motiv benzile de alunecare la aceste metale au formă ondulată ( fig. 1.2.4, a ), comparativ cu forma rectilinie corespunzătoare pentru sistemul c.f.c. ,( fig. 1.2.4, b ).
Rezultă că plasticitatea cea mai ridicată se întâlnește la metale ce cristalizează în c.f.c., urmată de cele cu structura c.v.c. și cea mai scăzută pentru structura hexagonală.
Maclarea este deplasarea unei porțiuni din cristal în lungul unui plan, .denumit plan de maclare, obținându – se două părți simetrice față de acest plan ( fig. 1.2.5 ). La presarea la rece, deformarea prin maclare se produce mai ales la metalele ce cristalizează în sistemul c.v.c. și hexagon compact.
În sistemul c.f.c. deformarea prin maclare are loc foarte greu. Porțiunea deplasată poartă numele de maclă. De exemplu, în figura 1.2.6, se prezintă o micrografie a unor macle obținute de Haller [68] intr–un cristal de magneziu. Maclele sunt traversate de benzi de alunecare pe planele (001). Spre decsebire de alunecare, la maclare participă toate planele atomice din regiunea maciată. Maclarea însă nu produce o deformare remanentă mare. Rolul maclării în procesul de deformare plastică constă în faptul că prin maclare se schimbă orientarea unor părți de grăunți, ceea ce face ca noi sisteme de alunecare să ajungă în poziții favorabile față de direcția solicitării. Deci maclarea, în multe cazuri, însoțește alunecarea și o favorizează.
Fig 1.2.4 Benzi de alunecare:
a – de formă ondulală în Fe; b – de formă rectilinie în Cu
Fig 1.2.5 Schema deformării prin maclare
Fig 1.2.6 Macle de deformare plastică la un cristal de magneziu
1.2.2. Tensiunea de alunecare în cazul monocristalelor cu structură ideală ( perfectă ).
Considerînd că alunecarea apare prin mișcarea de translație a unui plan de atomi față de altul, se poate calcula efortul unitar tangențial necesar producerii alunecării într–o structură ideală ( perfectă ). Fie două plane atomice vecine, perpendiculare pe planul figurii ( fig. 1.2.2.1 ) asupra cărora acționează efortul unitar tangențial τ. Acest efort unitar acționează într–un plan de alunecare, în lungul unei direcții de alunecare.
Fig 1.2.2.1 Alunecarea a două plane atomice cu structură ideală:
I – înainte de alunecare; II – după alunecare cu distanța x.
Se notează distanța dintre atomi în direcția alunecării cu b, iar dintre cele două plane alăturate, cu a. Efortul unitar tangențial va produce o deplasare pe distanța x între planul superior față de cel inferior. Când cele două plane coincid ( fig. 1.2.2.1, I ) efortul unitar tangențial (τ) este nul.
De asemenea, conform teoriei zonelor de energie, τ este nul, atunci când cele două plane s – au deplasat, unul față de altul cu o distanță x = b, adică atomul 1, ajunge deasupra atomului 4. Efortul unitar τ are valoarea egală cu zero și atunci când atomii din planul de sus se găsesc la jumătatea distanței dintre doi atomi din planul de jos, adică pentru x = , deoarece aceasta este o poziție de simetrie.
În poziții intermediare fiecare atom este atras de către cel mai apropiat atom din planul celălalt, deci efortul unitar tangențial este o funcție periodică cu deplasarea x ( fig. 1.2.2.2 ) și se poate exprima aproximativ sub forma:
Τ=∙sin ( 1.2.2.1 )
unde este efortul unitar tangențial maxim ( fig. 1.2.2.2 )
Fig.1.2.2.2 Variația tensiunii de alunecare cu distanța dintre atomi
La valori mici ale deplasării este valabilă legea lui Hooke:
Τ=G∙γ= ( 1.2.2.2 )
La deplasări mici relația ( 1.2.2.2 ) se poate scrie:
τ≈τmax∙ ( 1.2.2.3 )
Din relațiile ( 1.2.2.2 ) și ( 1.2.2.3 ) rezultă:
τmax=∙ ( 1.2.2.4 )
Considerând că b≈a rezultă efortul unitar tangențial teoretic necesar pentru a produce alunecarea într–un cristal perfect:
τmax≈ ( 1.2.2.5 )
Modulul de elasticitate transversală (G) este de ordinul de mărime (7∙103…7∙104)∙, astfel rezultă că efortul unitar teoretic de alunecare, conform relației (1.2.2.6) are ordinul de mărime:
τmax=103…104N/mm2≈102…103daN/mm2.
Aceste valori obținute în ipoteza structurii cristaline ideale(perfecte) sunt mult mai mari decât cele reale, necesare pentru obținerea alunecării. De exemplu, în cazul fierului, considerând G≈6,9∙104N/mm2 rezultă conform relației ( 1.2.2.6 ):
τmax≈1,1x104N/mm2. ( 1.2.2.6 )
În realitate efortul unitar critic de alunecare, determinat experimental pentru fier este de aproximativ 28N/mm2.
Deci alunecarea nu se produce prin mecanismul simplu considerat mai sus, într–un metal cu structură ideală. Din cauza faptului că rezistența la alunecare este mult mai mică decât cea teoretică, rezultă că structura va prezenta anumite defecte, anumite imperfecțiuni în rețea. [7]
I.3 Imperfecțiuni în structura metalelor
Încercându – se să se determine o serie de mărimi ce caracterizează unele proprietăți ale metalelor și aliajelor ce depind de structură s – a văzut că, în cazul în care aceasta se consideră ca o rețea cristalină perfectă, ideală, se obțin abateri mari față de rezultatele experimentale.
În realitate, în orice metal și aliaj, rețeaua cristalină nu este perfectă. În rețea există o serie de abateri de la distribuția ordonată a atomilor, adică o imperfectiuni sau defecte de rețea. Acestea determină proprietățile ce depind de structura materialelor metalice ( limita de curgere, rezistența la rupere etc.) precum și comportarea acestora la prelucrările la rece. Defectele de rețea se pot clasifica în: defecte punctiforme, defecte liniare și defecte de suprafață.
I. Defectele punctiforme sunt locuri vacante (denumite și vacanțe), atomi interstițiali, de substitutie și defecte punctiforme complexe (grupări de două sau mai multe defecte punctiforme).
2. Defectele liniare sau dislocațiile, sunt defecte care se extind pe domenii mai mari ale cristalului (domenii microscopice) și se propagă sub formă de linii sau ca o rețea bidimensională în cristal.
Dislocația este defectul care produce fenomenul de alunecare, prin care se realizează deformarea plastică a majorității metarialelor metalice. Ele pot două feluri: dislocatii marginale și dislocații elicoidale sau în șurub.
În figura 1.3.1, b, se prezintă un exemplu de dislocatie marginală obținută prin introducerea în jumătatea superioară a cristalului ideal din figura 1.3.1, a, a unui semiplan atomic suplimentar A.E. Se observă că în jurul dislocației rețeaua cristalină nu mai este regulată, ordonată, ea fiind puternic deformată.
Fig 1.3.1 Dislocație marginală:
a – rețea ideală; b – rețea cu dislocație marginală.
O dislocație marginală poate aluneca într–o direcție perpendiculară pe lungimea ei ( fig. 1.3.2 ). Ea se poate însă deplasa și vertical, printr–un proces deplasare prin cățărare. Aceasta are loc atunci când difuziunea atomilor vacanțelor se produce foarte ușor. Deoaece deplasarea dislocației prin cățărare depinde direct de difuziunea atomilor, mișcarea acestora la temperaturi normale este mai redusă decât în cazul alunecării, fiind mai des întîlnită la temperaturi ridicate.
Cel de – al doilea tip de dislocație, denumită elicoidală sau în șurub ( fig. 1.3.3 ) este aceea la care direcția de alunecare este paralelă cu linia dislocatiei.
Fig. 1.3.2 Distribuția atomilor într–un cristal:
a – în care nu s–a produs alunecarea; b – în care s–a produs o alunecare incompletă;
c – în care s–a produs o alunecare completă.
Fig 1.3.3 Dislocație elicoidală.
De cele mai multe ori în cristale nu se întâlnesc dislocații marginale pure sau dislocații elicoidale pure și nu sunt numai de forma unor linii drepte, ci au forma unor curbe în spațiu, formând o rețea de dislocații care se întrepătrund.
Deoarece o dislocație reprezintă granița dintre zona cristalului în care s–a produs alunecarea și zona în care alunecarea nu s–a produs încă, ea va fi sau sub forma unei curbe care se termină la suprafata liberă a materialului metalic ( fig. 1.3.4 ), sau sub forma unei bucle închise ( fig. 1.3.4, b ).
Dislocațiile au energie minimă atunci când vectorul de alunecare ( sau vectorul deplasării, care poartă și numele de vector Bürgers ) este paralel cu rectia de densitate maximă din reteaua cristalină. De aceea cristalele se vor deforma pe acele plane care au densitatea maximă a atomilor, adică energia minimă, sau vectorul Bürgers cu lungime minimă.
3. Defectele de suprafață reprezintă suprafețe care separă porțiuni de material deosebite între ele după structura cristalină, sau după orientarea cristalografică. Exemple de defecte de suprafață pot fi: suprafețe de separare dintre faze, limitele dintre grăunți, sublimitele, suprațetele de separare dintre macle, defectele de împachetare etc. Dintre acestea, importanță mare asupra proprietăților mecanice prezintă limitele dintre grăunți și sublimitele.
Fig 1.3.4 Forme de dislocații:
a – curbe de dislocații; b – bucle de dislocații.
Limitele dintre grăunții unui agregat policristalin sunt regiuni (zone) de trecere de la un grăunte cu o orientare cristalină, către alți grăunți cu orientare cristalină diferită. Sublimitele sunt defecte de suprafață care apar chiar în interiorul grăuntelui cristalin. În interiorul fiecărui grăunte cristalin, rețeaua se abate, pe mici porțiuni, de la forma sa ideală, formând mici domenii, denumite blocuri, între care sunt unghiuri mici de ordinul minutelor. Din acest motiv, structura reală a unui grăunte cristalin seamănă cu un mozaic și poartă numele de structură în mozaic. Sublimitele se pot obține prin deformare la temperaturi ridicate, prin transformări de fază, prin deformare la rece (reducere de sectiune 1 … 10%) urmată de recoacere — proces care se numește și poligonizare.[2]
I.4. Surse de dislocații
Valoarea scăzută a limitei de curgere a cristalelor pure în stare turnată sau recoaptă a dus la concluzia că trebuie să existe surse de dislocații în acestea. De asemenea, prin deformare plastică la rece densitatea de dislocații crește (de la cca 106 … 108 linii de dislocații pe cm2 în metalul recopt, 1012 linii de dislocatii pe cm2, după deformare plastică la rece).
Pentru a explica generarea unor dislocații, din cele deja existente, Frank și Read propun o schemă ( fig. 1.4.1 ). Aceasta poartă numele de sursă Frank – Read. Conform acestei scheme, se consideră o linie de dislocație AB dintr – un plan de alunecare care se afiă în planul figurii.
Dislocatia este imobilizată în punctele A și B de către diferite impurități sau datorită faptului că A și B pot fi noduri în care dislocațiile din planul figurii se intersectează cu alte dislocații din alte plane. Sub acțiunea sarcinilor exterioare, dislocația se curbează ( fig. 1.4.1, b ) și produce o alunecare.
La creșterea în continuare a efortului unitar, dislocația devine instabilă și se extinde tot mai mult ( fig 1.4.1, c ) crește și aproape se dublează ( fig. 1.4.1, d ), iar apoi, cele două purti ale buclei de sub linia AB se unesc ( fig. 1.4.1, e ). Prin aceasta se obține o buclă completă, închisă de dislocații, iar sursa inițială a dislocației, linia AB, s – a regenerat.
La cresterea efortului unitar bucla poate continua să se extindă în planul de alunecare, iar linia AB devine dreaptă. În felul acesta sursa Frank – Read se află din nou în situația de a repeta procesul descris mai sus, generându – se noi bucle care vor produce deplasări cu un vector Bürgers de – a lungul planului de alunecare.
Fig 1.4.1 Schema generării dislocațiilor de către o sursă Frank – Read.
Totuși sursa odată inițiată nu poate continua să genereze permanent noi bucle de dislocații. Apare o contratensiune produsă prin gruparea dislocațiilor de – a lungul planului de alunecare care se opune efortului unitar aplicat. Când acestea ajung să fie egale, sursa nu mai poate genera noi dislocații.
I.5. Alunecarea prin deplasarea dislocațiilor
La început, noțiunea de dislocație s–a introdus pentru a putea explica diferența ce s–a constatat între valoarea teoretică a efortului unitar de alunecare și valoarea obținută experimental. Pentru a pune in evidentă faptul că efortul unitar necesar pentru deplasarea unei dislocații printr–un cristal este mai mic decât efortul unitar tangențial teoretic, se consideră schema din figura 1.5.1.
Fig. 1.5.1 Schemă cu două plane atomice într–o rețea perfectă ( a )
și într – o rețea cu o dislocație pozitivă ( b ).
În figura 1.5.1 a, se prezintă atomii din două plane vecine, într–o rețea cristalină perfectă, arătându – se în partea de sus și variația energiei unui atom din planul inferior, în funcție de poziția sa relativă față de planul superior. Într – un cristal perfect, atomii din planul de jos sunt așezați astfel încât corespund valorii minime a energiei. Dacă șirul de atomi din planul de sus este deplasat spre dreapta în raport cu cel de jos, fiecare atom întîmpină aceeași rezistentă care se opune deplasării .
Dacă se consideră că acest cristal contine o dislocație marginală pozitivă, cu planul suplimentar de atomi, între atomii 4 și 5 ( fig. 1.5.1, b ), se observă că atomii din centru ( de lângă dislocație ), nu se mai găsesc în poziție corespunzătoare minimului de pe curba de variație a energiei. Atomii perechi 4 și 5, 3 și 6, așezați simetric față de centrul dislocației vor fi supuși la eforturi unitare egale și de semn contrar.
Dacă se urmărește deplasarea ( alunecarea ) celor două plane, unul față de celălalt, jumătate dintre atomii deplasati de către dislocație vor fi supuși la eforturi unitare care se opun mișcării, iar cealaltă jumătate, la eforturi unitare ce acționează în sensul mișcării. Deci s–ar putea considera că lucrul mecanic necesar pentru a produce deformarea este nul, iar efortul unitar necesar pentru a produce deplasarea dislocatiei cu o distanță interatomică, este foarte mic.
În acest mod se poate observa deplasarea de la stânga spre dreapta a unei dislocații marginale pozitive, într–o rețea cubică simplă ( fig. 1.5.2 ). Deplasarea dislocației are ca urmare formarea la suprafață a unui prag ( benzi ) de alunecare.
Fig. 1.5.2 Schema deplasării unei dislocații marginale pozitive.
I.6. Legea lui Schmid
Deformarea plastică a monocristalelor constă, după cum s–a arătat mai înainte, în deplasarea unor părți, în raport cu altele, pe planele de alunecare. Alunecarea va incepe atunci când efortul unitar tangențial care actionează în planul de alunecare, pe direcția de alunecare, atinge o valoare critică,denumută efort unitar tangențial critic de alunecare.
Considerând un monocristal ( fig. 1.6.1 ) solicitat la întindere cu forța F, deformarea plastică prin alunecare se va produce sub acțiunea eforturilor unitare tangențiale τ din planul S, după direcția Δ:
τ==∙cosφ∙cosλ ( 1.7 )
Astfel:
σ= ( 1.8 )
La orice cristal, la care după cum s–a arătat există mai multe sisteme de alunecare ( plane și direcții ), alunecarea nu începe simultan pe toate ci mai întâi pe acelea după care efortul unitar tangențial dat de relația ( 1.7 ) are valoarea maximă.
Experimental s–a stabilit că la un monocristal alunecarea începe la o anumită valoare a efortului unitar tangențial, de–a lungul direcției de alunecare, care este caracteristică pentru metalul respectiv și care nu depinde de orientarea cristalului. Aceasta a fost stabilită de către Schmid și poartă numele de legea componentei critice a eforului unitar de forfecare, sau legea lui Schmid.
Maximul efortului unitar tangențial ( 1.7 ) se obține când planul de alunecare este înclinat cu 45◦ față de direcția forței F, adică:
Φ = λ = 45◦ ( 1.9 )
În realitate la un monocristal, planul pe care va avea loc în primul rând alunecarea va fi planul de maximă densitate de atomi, la care diferența ( 45° – φ ) are valoarea cea mai mică. Deci alunecarea va începe pe planul și după direcția de maximă densitate de atomi, pentru care produsul ( cos φ∙ cos λ ) este maxim. Efortul unitar normal σ la care începe alunecarea, dat prin relația ( 1.8 ), are în acest moment valoarea minimă și reprezintă limita de curgere la solicitarea la întindere a monocristalului.
Variația limitei de curgere în funcție de orientarea planului de alunecare, pentru un monocristal de zinc, este pusă în evidență în figura 1.6.1. Valoarea efortului unitar tangențial critic de alunecare a cristalului este determinată de interacțiunea între dislocațiile conținute, precum și dintre acestea și celelalte defecte de rețea.
Acest efort unitar este mai mare decât cel necesar pentru a deplasa o singură dislocație, dar este mult mai mic decât cel necesar producerii alunecării într–o rețea perfectă. Deci, efortul unitar tangențial critic va trebui să scadă odată cu micșorarea densității dislocațiilor, dar va crește brusc, până la valoarea teoretică dată de relația ( 1.2.2.6 ), atunci când și ultima dislocație va fi eliminată.
Astfel, mărind puritatea unor metale moi, s–a stabilit experimental că efortul unitar tangențial critic de alunecare a scăzut la mai puțin de o treime.
De asemenea, realizând filamente monocrista1ine cu diametrul foarte mic, de ordinul micronilor, acestea pot fi considerate practic lipsite de dislocații. Făcând încercări la tracțiune asupra unor astfel de filamente s–au obținut rezistențe aproximativ egale cu valorile calculate pentru un cristal perfect.
Fig. 1.6.1 Variația limitei de curgere ( σc ) cu unghiul planului de alunecare
pentru un monocristal de Zn, cu puritatea de 99,999 încercat la 298◦K ( 25◦C ). [2]
I.7. Deformarea plastică a agregatelor policristaline
Deformarea plastică a corpurilor policristaline se compune din:
a — deformarea plastică a grăunților cristalini ( schimbarea formei și a dimensiunilor acestora ), adică deformarea intracristalină, care se realizează prin alunecare sau maclare;
b — deplasarea relativă a grăunților, denumită și deformare intercristalină a policristalului.
Principalul mecanism de deformare rămâne și în cazul policristalelor, alunecarea. Într–un agregat policristalin, alunecarea este blocată la limitele grăunților care posedă orientări diferite.
Limitele grăunților pot servi fie la creșterea rezistenței mecanice, fie chiar la scăderea acesteia, în funcție de temperatură, viteza de deformare și de gradul de puritate.
Astfel, la temperaturi sub cca 0,5 Tt ( temperatura de topire în grade Kelvin ) și la viteze de deformare relativ ridicate ( condiții care in general sint îndeplinite la prelucrările la rece ), limitele grăunților măresc rezistența ( fig. 1.8.1 ), în timp ce la temperaturi înalte și la viteze mici de deformare ( fluajul ), deformarea se localizează chiar la limita grăunților.
Creșterea rezistenței la agregatele policristaline se consideră că se datorează în primul rând faptului că limitele grăunților reprezintă bariere pentru alunecări, precum și faptului de importanță hotărâtoare că în acest caz cerințele de continuitate intre grăunți la deformare introduc moduri complexe de comportate în interiorul fiecărui grăunte.
Cu ajutorul microscopiei electronice s–a putut observa că dislocațiile se concentrează în lungul planelor de alunecare la limitele grăunților, conform schemei din figura 1.8.2. Aceste grupări ( aglomerări ) de dislocații produc contratensiuni care se opun generării unor noi dislocații de către sursele Frank – Read în interiorul grăunților.
Datorită orientării diferite a planelor de alunecare, în grăunții corpului policristalin
( grăunți cu orientare arbitrară în spațiu ), la solicitarea acestuia ,cu un sistem de forțe exterioare, deformarea plastică nu va începe concomitent în toți grăunții, ci în primul rând în cei cu orientarea cea mai favorabilă a planelor de alunecare, față de direcția forțelor exterioare. Restul grăunților se vor deforma elastic.
În cazul întinderii și compresiunii liniare, orientarea cea mai favorabilă pentru începerea deformării plastice o au grăunții pentru care diferența ( 45° — φ° ) are valoarea cea mai mică. Efortul unitar normal la îndere sau compresiune monoaxială, care corespunde momentului când marea majoritate a grăunților materialului metalic se deformează plastic, reprezintă limita de curgere.
La deformarea plastică a materialelor metalice policristaline se produce și o orientare a grăunților, deci se formează textura ( fig. 1.10.2 ). Textura contribuie la accentuarea anizotropiei proprietăților materialului deformat.
Fig. 1.7.1 Textură intr – un oțel cu 0,15% C, deformat plastic la rece.
I.8. Ecruisarea la prelucrarea prin deformare plastică la rece
O caracteristică importantă a deformării plastice o constituie faptul, că deformarea la rece odată începută nu continuă la aceeași tensiune. Pentru a continua deformarea este necesară creșterea continuă a tensiunii.
Cu cât s–a format un număr mai mare de plane de alunecare, adică cu cât deformația plastică a fost mai mare, cu atât mai mare va fi rezistența pe care o opune metalul la acțiunea forțelor exterioare.
Deci, deformarea plastică efectuată rnărește rezistența la o următoare deformare plastică, mărind limita de elasticitate limită de curgere, rezistența la rupere ( fig. 1.10.3 ) și duritatea acestuia. În același timp se micșorează plasticitatea metalului, rezistența la coroziune, conductibilitatea termică ș.a.
Fig. 1.8.1 Variația unor proprietăți mecanice în funcție de gradul de deformare:
1 – rezistența la rupere; 2 – limita de curgere;
3 – gâtuirea la rupede; 4 – alunecarea la rupere.
Această stare a metalului cu proprietățile modificate în urma deformării plastice, se numește stare de ecruisare.
După cum s – a văzut, deformarea plastică se produce prin mișcarea dislocațiilor. Densitatea crește la creșterea gradului de deformare. Ecruisarea este determinată de frânarea mișcării dislocatiilor de către piedici sau bariere care apar chiar în timpul procesului de deformare plastică.
La deformarea plastică, sursele Frank–Read emit dislocații, care se vor deplasa până în momentul când întâlnesc anumite bariere. Pentru a putea continua deformarea plastică este necesar să fie învinsă rezistența opusă de către aceste bariere la mișcarea dislocatiilor, deci tensiunea aplicată va trebui să fie mai mare. Cu cât gradul de deformare crește, crește și nurnărul barierelor, deci și rezistența opusă la mișcarea dislocațiiior.
Ca urmare tensiunea aplicată va crește odată cu creșterea gradului de deformare, ceea ce arată că rezistenta opusă la deformare crește. În același timp aceste bariere constituind o frînă în calea mișcării dislocațiilor, capacitatea de deformare plastică a metalului se va reduce, pe măsură ce gradul de deformare crește.
În metalul ecruisat se observă fragmentarea grăunților cristalini, orientarea lor după direcția solicitării și alungirea lor. Această stare de ecruisare este instabilă din punct de vedere termodinamic. Ea se poate menține totuși un timp indelungat la temperaturi normale și este de dorit la acele piese care cer proprietăți de rezistență mecanică ridicată și nu mai urmează să fie deformate plastic. Starea de ecruisare, instabilă din punct de vedere termodinamic, se poate reduce odată cu creșterea temperaturii. În aceste condiții are loc trecerea către stare mai stabilă, o stare neecruisată.
Acest proces prin care se realizează, la încălzire, transformarea din starea ecruisată într–o stare neecruisată, poartă numele de recristalizare. În general, procesul de recristalizare se poate împărți in trei etape: restaurarea, recristalizarea și creșterea grăuntilor ( fig. 1.8.2 ).
Fig.1.8.2 Etapele procesului de recristalizare:
I – restaurare;
II – recristalizare;
III – creșterea grăuntelui
Recristalizarea este procesul prin care se realizează obtinerea unei structuri noi, cu grăunți nedeformați, în locul structurii deformate plastic la rece.
Temperatura la care are loc obținerea acestei structuri noi poartă numele de temperatură de recristalizare ( TR ). Se mai definește, pentru scopuri practice, temperatura de recristalizare ca fiind acea temperatură la care un aliaj ce a fost puternic deformat plastic la rece, recristalizează complet în timp de o oră,
Procesul de recristalizare este influențat de o serie de factori ( mărimea gradului de deformare; temperatura; timpul ; dimensiunea inițială a grăuntelui; compoziția chimică ) și de aceea nu se poate defini o singură valoare a temperaturii la care să se producă recristalizarea.
Pentru scopuri practice se pot folosi următoarele date experimentale: procesul de restaurare începe la o temperatură de aproximativ 0,3 Tt ( temperatura punctului solidus a materialului metalic considerat, luată în °K ), iar recristalizarea la cca 0,4 Tt.
Observatie: temperatura de recristalizare se poate găsi în următoarele limite în funcție de o serie de factori amintiți:
Pentru metale de puritate tehnică TR = ( 0,3 … 0,4 )Tt [°K];
Pentru metale de înaltă puritate TR = 0,2 Tt [°K];
Pentru soluții solide TR = ( 0,5 … 0,6 )Tt [°K].
Dacă deformarea se produce Ia temperatură ridicată, se obtine o structur cu grăunți complet recristalizați numai la temperaturi ce depășesc cca 0,7 Tt. Având în vedere aceste observații, se pot defini următoarele domenii de prelucrare, în funcție de temperatură:
prelucrările efectuate la temperaturi sub cca ( 0,3 … 0,4 ) Tt [°K], poartă numele de prelucrări la rece;
prelucrările efectuate la temperaturi de peste cca ( 0,6 … 0,7 ) Tt [°K] poartă numele de prelucrări la caid;
prelucrările efectuate în intervalul ( 0,3 … 0,6 ) se numesc prelucrări la semicald. Prelucrările la rece sunt însoțite întotdeauna de ecruisarea materialului prelucrat.
1.9 Curbe de ecruisare
Proprietățile mecanice de bază ale materialelor metalice se determină cu ajutorul încercărilor la tracțiune monoaxială. Perechile de valori obținute în timpul încercării pentru forțe și lungimi corespunzătoare permit să se calculeze eforturile unitare și lungimile specifice cu relațiile:
σ=[] și ε=∙100[%] ( 1.10 )
În urma încercării la tracțiune, în mod uzual se obțin următoarele caracteristici mecanice:
limita de curgere σc sau ( Rc ), rezistența la rupere σr ( sau Rm ), alungirea la rupere εr sau ( An ), gâtuire ψ ( sau Z ).
În relații s – au făcut următoarele notații: F – forța; S0 – aria secțiunii transversale a epruvetei; L0 – lungimea inițială a epruvetei; S – aria secțiunii transversale a epruvetei, la un moment dat.
Reprezentând grafic funcția σ = f( ε ), pe baza valorilor determinate prin încercări, se obține curba caracteristică la tracțiune a materialului. Această diagramă, linia continuă din figura 1.10.1 obținută din reprezentarea valorilor date de relațiile ( 1.10 ), poartă numele de curbă caracteristică convențională. Deoarece în timpul încercării secțiunea epruvetei se modifică continuu, se definește efortul unitar real, ca raportul dintre forța ce solicită epruveta și aria în momentul măsurării forței :
σreal=[] ( 1.11 )
Reprezentând grafic variația efortului unitar cu lungimea specifică corespunzătoare, se obține curba caracteristică reală ( în fig 1.10.1– cu linie întreruptă ).
Dependența prezentată cu linie întreruptă în figura 1.10.1 arată că tensiunile cresc continuu cu deformațiile specifice, ceea ce reflectă tocmai efortul de ecruisare în timpul deformării plastice.
Fig 1.10.1 Diagrama convențională și diagrama reală.
Din acest motiv, curba caracteristică reală poartă numele și de curbă de ecruisare.
Deoarece procesele de presare la rece au loc la valori ale tensiunilor din material peste limita de curgere rezultă că pentru analiza lor este necesar să se cunoască curba de ecruisare a materialului prelucrat.
Curbele de ecruisare se pot prezenta uzual în coordonatele σreal–ε și σreal – ψ
Ele se pot construi experimental prin măsurători ale valorii forței și ariei în momentul respectiv, precum și a alungirii corespunzătoare. Deoarece construcția experimentală este destul de dificilă, se va încerca ca dintr–o analiză teoretică a curbelor de ecruisare să se stabilească o construcție simplificată și desigur aproximativă.
A – Curba de ecruisare σreal – ε
σreal= =∙=σ∙ ( 1.12 )
Scriind condiția de constanță a volumului epruvetei, în zona calibrată, înainte și după deformare, rezultă:
S∙L = S0∙L0 ( 1.13 )
S = S0∙ ( 1.14 )
Astfel:
σreal = σ(1+ε) ( 1.15 )
Forța de deformare se poate scrie :
F = σreal∙S ( 1.16 )
Prin diferențierea acestei relații, se obține:
dF = σreal∙dS+S∙d σreal ( 1.17 )
Diferențiind și relația ( 1.14 ) și introducând în ( 1.17 ) se obține:
dF = –S0∙σreal∙+∙dσreal ( 1.18 )
În momentul gâtuirii la epruvetă se obține : F=Fmax, dF=0 și se va nota σreal=σg; ε=εg; σ=σr=–rezistența la rupere. Înlocuind în ( 1.18 ) rezultă:
= ( 1.19 )
Reprezentând curba caracteristică reală în coordonate σreal–ε ( fig. 1.10.2 ) se observă că:
= tgα = ( 1. 20 )
Astfel: x=1.
Fig 1.10.2 Construcția grafică simplificată a diagramei reale ( σreal–ε )
Din asemănarea celor două triunghiuri dreptunghice rezultă:
DE = ( 1.20 )
Folosind și relația ( 1.15 ), scrisă pentru momentul apariției gâtuirii se obține:
DE = σr ( 1.21 )
În concluzie rezultă că tangenta trasată la curba de ecruisare σreal–ε în punctul ce corespunde apariției gâtuirii, la întindere, B(σg, εg) va tăia axa ordonatelor în punctul D(0,σg) și axa absciselor în domeniul negativ, adică A(–1,0). Această concluzie ne ajută să construim foarte ușor caracteristica reală, adică curba de ecruisare, aproximativă, sub formă de dreaptă și să aflăm σg atunci când se cunosc două mărimi ce sunt obținute curent la încercarea de tracțiune ( σr și εg ).
A – Curba de ecruisare σreal – ψ
Gâtuirea se poate obține cu relația:
ψ= ( 1.22 )
astfel rezultă:
S=S0(1–ψ) ( 1.23 )
Înlocuind în relația ( 1.17 ) pe S din relația ( 1.23 ) și dS obținut prin această relație și rezultă:
dF = S0 ( 1–ψ )dσreal–S0∙σreal∙dψ ( 1.24 )
La apariția gâtuirii se poate scrie: dF=0; σreal=σg; σ=σr; ψ=ψg și va rezulta:
= ( 1.25 )
Din figura 1.10.3 rezultă:
= tgα== ( 1.26 )
Așadar :
A0 = 1–2ψg. ( 1.27 )
Se adoptă segmentul OE=1 și din asemănarea triunghiurilor ABC și ADE se obține:
DE = 2σg. ( 1.28 )
În concluzie tangenta trasată la curba de ecruisare σreal–ψ în punctul ce corespunde apariției gâtuirii la întindere B(σg,ψg) va tăia axa absciselor în punctul A(1–2ψg,0) și va intersecta perpendiculara ridicată la abscisa ψ=1, în punctul D(1;2σg), formând segmentul DE=2σg.
Fig. 1.10.3 Construcția grafică simplificată a diagramei reale ( σreal–ψ )
Ecuația dreptei AD ( fig. 1.10.3 ) se poate scrie sub forma:
σreal = OF+ψ∙tgα ( 1.29 )
Se obișnuiește să se noteze tgα =D care poartă numele de coeficient de ecruisare sau durificare. El joacă în domeniul plastic rolul pe care–l are modulul de elasticitate în domeniul elastic și de aceea se mai numește și modul de plasticitate, sau modul de ecruisare. În multe cazuri se notează cu n.
OF = (1–2ψg) ( 1.30 )
σreal = =∙=σ∙ ( 1.31 )
OF = ( 1.32 )
Folosind relațiile ( 1.25 ) și (1.31 ) rezultă:
σreal = +∙ψ ( 1.33 )
Ecuația ( 1.33 ) reprezintă diagrama simplificată a ecruisării și poartă numele de dreapta de ecruisare.
Curba de ecruisare construită în coordonate σreal–ε este mai des folosită, dar este mai puțin precisă datorită faptului că alungirea este neuniformă pe lungimea epruvetei. De aceea se recomandă să se calculeze ε în funcție de ψ, folosind relația ( 1.13 ) și relațiile de definiție pentru ε și ψ:
ε = –1 ( 1.34 )
Pentru a obține rezultate mai apropiate de cele experimentale, s–au propus și relații de forma:
σreal = C∙ ( 1.35 )
sau:
σreal = C1∙εn ( 1.36 )
Determinând C din condiția obținută la apariția gâtuirii rezultă:
σreal = σg∙ ( 1.37 )
Se determină F, se diferențiază, se pune condiția la gâtuire (dF=0 și ψ=ψg) și va rezulta:
n = ( 1.38 )
Ținând seama de relația ( 1.31 ) și de relația ( 1.38 ), relația ( 1.37 ) devine:
σreal = ( 1.39 )
Pe baza relației ( 1.39 ) se pot stabili tensiunile reale și se poate trasa curba caracteristică reală aproximativă sub formă exponențială, dacă sunt cunoscute mărimile σr și ψg de la încercarea la tracțiune. Poziția curbei caracteristice erale față de cea aproximativă, obținută cu relația ( 1.39 ) este indicată în figura 1.10.4. [7]
Fig.1.10.4 Diagrama caracteristică reală: Fig.1.10.5 Zonele caracteristice la curba
1–experimentală;2–aproximativă. [7] de ecruisare [7]
Cap. II Tăierea cu foarfece
De cele mai multe ori, semifabricatele sub care se prezintă materialele nu se pot folosi în procesul de fabricație la dimensiunile la care sunt livrate. Astfel în cadrul unui proces tehnologic se impune ca primă operație obținerea fâșiilor sau formatelor de semifabricat, ce urmează apoi a fi prelucrate prin ștanțare și matrițare.
Acest tip de operație de execută de obicei cu utilaje specifice acestui tip de prelucrare prin forfecare și anume cu foarfece de diferite tipuri. Când operația se realizează la foarfece în ateliere specializate pe pregătirea semifabricatelor se numește debitare iar când se folosesc ștanțele se numește retezare.
Forfecarea este operația de separare a unui semifabricat după un contur deschis,această operație realizându–se având două tăișuri asociate.
Procesul de tăiere cu foarfecele a foilor de tablă se realizează introducând semifabricatul între cele două cuțite, după care prin acționare se produce separarea semifabricatului.( fig 2.1 ).
Procesul de tăiere se execută în 3 faze succesive:
Faza elastică – unde semifabricatul este puțin deformat de cele două muchii dar tensiunile și deformațiile care apar în material nu depășesc limitele de elasticitate.
Faza plastică – unde tensiunile cresc și depășesc limita de curgere apropiindu–se de limita de rupere nedepășind–o însă. Deformațiile devin remanente și sunt maxime pe liniile de alunecare care încep de la muchiile tăietoare ale cuțitelor. În timpul acestei faze cuțitele pătrund în semifabricat pe o adâncime:
hf = (0,2…0,5)g ( 2.1 )
Valorile mici ale lui hf sunt pentru materiale dure iar cele mari pentru materiale cu plasticitate ridicată.
Faza de separare unde la început apar microfisuri și apoi macrofisuri, după care se produce separarea unei părți a semifabricatului de celălalt. Fisurile de forfecării sunt cauzate de muchiile tăietoare și în cazul unui joc optim, formează un plan comun de forfecare.
Fig. 2.1 Procesul de tăiere la forfecare
Pe suprafața tăiată a semifabricatului se înregistrează două zone de rugozitate, ( fig. 2.2 ) corespunzătoare celor două faze. Prima zonă ( a ) este lucioasă și este specifică fazei plastice având grosimea cuprinsă între (0,2…0,5)g. A doua zonă ( b ) corespunde fazei de separare și are aspectul specific ruperii, adică are o rugozitate mai mare.
Fig. 2.2 Aspectul suprafeței tăiate.
În cazul tăierii care este un proces de deformare plastică se produce și o ecruisare a materialului. Grosimea Δl a materialului ecruisat depinde de: rezistența materialului, grosimea g a semifabricatului, starea muchiilor tăietoare a cuțitelor, valoarea jocului j dintre cuțite și viteza de forfecare.
Forța de tăiere F va acționa, indiferent de geometria cuțitelor, la o distanță a=( 1,5…2 ) g față de muchia tăietoare dând naștere unui moment de răsturnare ( fig 2.3 ).
Sub acțiunea acestui cuplu semifabricatul are tendința să se rotească și să intre între cele două cuțite dând naștere la o forță laterală T de depărtare a acestora cu valoarea în funcție de forța de tăiere.
T= ( 0,1…0,2 )F ( 2.2 )
Ținându – se cont de această forță, cuțitele foarfecelui trebuie să fie foarte rigide și bine ghidate.
Pentru a micșora posibilitățile de răsturnare a materialului, în construcția utilajelor sunt prevăzute tampoane care apasă asupra semifabricatului cu o forță Q în așa fel încât suma momentelor care acționează în sistem sa fie nulă:
MF+MT+MQ=0 ( 2.3 )
Pentru ca procesul de tăiere să se realizeze în bune condiții este necesară prezența unui joc (j) între cele două cuțite de tăiere.(fig 2.4).
Valoarea jocului optim dintre cele două cuțite se poate afla cu ajutorul relației:
j=(g–h)tgβ ( 2.4 )
unde:
β=4…6° și reprezintă unghiul de înclinare a direcțiilor de propagare a fisurilor;
În practică sunt considerate următoarele jocuri optime:
J = ( 0,04…0,06 )g pentru materiale moi.
J = ( 0,06…0,08 )g pentru materiale dure.
Dacă nu este respectat acest joc va putea exista un consum mai mare de lucru mecanic și o calitate inferioară a suprafeței tăiate.
Fig. 2.3 Procesul de răsturnare
Fig. 2.4 Formarea microfisurilor și macrofisurilor
în procesul de tăiere
Cele mai utilizate foarfece în procesul de producție sunt următoarele:
Foarfece cu cuțite paralele;
Foarfece cu cuțite înclinate vibratoare;
Foarfece cu cuțite disc;
Foarfece ghilotină
II.1 Tăierea cu foarfecele cu cuțite paralele
Foarfecele cu cuțite paralele sunt utilizate la tăierea semifabricatelor înguste și cu grosime mare cum sunt barele, platbandele și alte profiluri laminate.
Pentru a se tăia semifabricatul, acesta este introdus între cuțite și la coborârea cuțitului superior se produce separarea semifabricatului.
Pentru ca tăierea să se realizeze mai ușor, cuțitele sunt ascuțite (fig 2.1.1) având unghiuri de așezare (α) și unghiuri de degajare (γ). Valorile acestor unghiuri depind de proprietățile mecanice ale materialului de debitat.
Fig. 2.1.1 Foarfece cu cuțite paralele
Este recomandat astfel:
γ=5°…15°; α=1°..2° pentru material dure si cele de duritate medie;
γ=20…30°; α=2°…3° pentru materialele moi (neferoase);
Cuțitele pot avea diverse forme constructive în funcție de forma secțiunii transversale a semifabricatului (fig 2.1.2)
Fig.2.1.2 Tipuri de cuțite
Precizia tăierii pe ghilotină a fâșiilor din tablă sau oțel cu lungimi de până la 2000 mm este reprezentată în tabelul 2.1 și depinde de: grosimea și dimensiunile semifabricatului, de reglarea limitatoarelor și de gradul de uzură al cuțitelor.
Tabelul 2.1
Precizia tăierii la ghilotină
În cazul folosirii unei ghilotine de precizie ridicată, valorile din tabel, date pentru o ghilotină cu precizie normală, se pot reduce cu 40%.
II.2 Tăierea la foarfece vibratoare cu cuțite înclinate
Foarfecele vibrator se poate utiliza la tăierea tablelor după contururi diferite, curbilinii sau drepte, după trasare sau șablon. La nevoie acest foarfece se poate utiliza și la tăierea tablelor în benzi și în semifabricate individuale. În construcția acestui foarfece există două cuțite înclinate având unghiul de prindere φ=20°…30° dintre care cel superior este mobil.Mișcarea de vibrație are de obicei frecvența de 2000–4000 curse duble pe minut. În anumite cazuri există foarfece care au până la 20000–25000 curse duble pe minut.
Cursa cuțitului superior nu depășește 2–3 mm. Lungimea cuțitelor este de 35–45mm și suprapunerea lor în poziție retrasă este 2–3 mm.
Mișcarea vibratorie a cuțitelor se obține cu un mecanism bielă–manivelă, cu dispozitive care pot fi electrice sau pneumatice de mică putere.
Fig. 2.2.1 Foarfece vibrator
În funcție de modul de lucru, foarfecele vibratoare se pot clasifica după două tipuri: foarfece staționar și foarfece portabil. Grosimea semifabricatelor care se pot tăia cu foarfecele staționar este de până la 6 mm iar cu cel portabil este de până la 2mm.
Forța necesară la tăierea cu foarfecele vibrator cu cuțite înclinate se poate determina cu expresia:
F = K∙g2∙τ ( 2.2.1 )
unde:
K = ( 1,2…1,3 ) și are aceeași semnificație ca în cazul celorlalte tipuri de foarfece.
Lucrul mecanic și puterea se determină în funcție de construcția mecanismului de antrenare, pentru fiecare tip de foarfece în parte.
II.3 Tăierea la foarfece cu cuțite disc
Foarfecele cu discuri se utilizeaza la debitarea semifabricatelor in benzi inguste și de lungime mare. În unele cazuri se folosesc și pentru a se tăia semifabricatele de formă circulară.
Din punct de vedere constructiv se disting citeva tipuri:
– foarfece cu discuri paralele (Fig. 2.3.1.);
– foarfece cu un disc inclinat (Fig. 2.3.2.);
– foarfece cu ambele discuri inclinate (Fig. 2.3.3.).
Fig. 2.3.1 Foarfece cu cuțite paralele
Fig. 2.3.2 Foarfece cu disc înclinat Fig. 2.3.3 Foarfece cu ambele discuri
înclinate
Înclinarea se face în funcție de poziția orizontală a semifabricatului. În cazul unor producții de serie mare și de masă în industrie se folosesc foarfece cu discuri multiple (Fig. 2.3.4,a) care realizează tăierea în mai multe benzi cu lățimea egală sau de lățimi diferite. Îndoirea semifabricatului în cazul foarfecelor cu discuri multiple este evitată prin prevederea rolelor de cauciuc între discurile tăietoare.
Discurile tăietoare 1 sunt asamblate pe cei doi arbori I și II prin intermediul penelor 3. Distanța dintre discurile tăietoare este menținută de către bucșa 2. Lățimea benzii tăiate este egal cu b iar menținerea unui joc optim între cuțite se face prin intermediul bucșei 5. În cazul benzilor cu lățimea b‹50…60 mm se folosesc cuțite disc cu lățimea egală cu cea a benzii de semifabricat (Fig. 2.3.4, b) .
Fig 2.3.4 Foarfece cu discuri multiple.
Deplasarea semifabricatului în timpul tăierii este asigurată de frecarea care apare între material și suprafețe1e active ale cuțitelor, dacă unghiul 2α=15°. Această condiție este asigurată dacă este indeplinită re1atia:
≥(35…50)g pentru g<3mm ( 2.3.1 )
≥(25…30)g pentru g>3mm ( 2.3.2 )
Geometria discurilor este dată în tabelul 2.3.1
Tabelul 2.3.1
Geometria discurilor
Dimensiunea de suprapunere a cuțitelor se ia h= (O, 2 …0,3)g în funcție de materialul de tăiat, mai mare la materiale moi și mai mic la materiale dure. Viteza de tăiere la foarfecele cu discuri este cuprinsă între 30…100 m/min. Ca dimensiune limitativă, este dimensiunea limitată care se poate tăia cu foarfecele. În cazul foarfecelor cu discuri drepte lățimea minimă este de 4 mm, iar în cazul dimensiunilor multiple lățimea minimă de tăiere este între 3…4 mm pentru semifabricatele cu grosimi între 0,01 și 3 mm. in cazul tăierii cu foarfecele cu discuri, forța se calculează cu relația:
( 2.3.3 )
Unde:
hp – adâncimea de pătrundere a discurilor în momentul forfecării;
K = ( 1,2…1,3 ) este un coeficient ce ține cont de joc și de uzura cuțitelor.
Adâncimea de pătrundere depinde de caracteristicile mecanice ale materialului și de grosimea acestuia conform tabelului 2.3.
Tabelul 2.3.2
Adâncimea de pătrundere
Momentul de torsiune produs de forța tăietoare la arborele cuțitului disc se determină cu ajutorul relației:
( 2.3.4 )
unde:
K = 1,2…1,4 este un coeficient care ține seama de neuniformitatea a semifabricatului tăiat.
Puterea necesară tăierii tablei se calculează cu relatia:
P = C∙M∙n ( 2.3.5 )
unde:
C – este un coeficient ce ține seama de sistemul de unități de măsură în care se lucrează;
n – numărul de rotații pe minut ale cuțitelor disc.
Puterea utilă și puterea motorului de acționare se determină ca la tăierea cu foarfeci cu lame paralele cu mențiunea că randamentul unei foarfeci cu cutite disc este η=0,7…0,8.
La tăierea cu foarfece cu cuțite disc se obțin precizii corespunzatoare clasei a 12–a de precizie în cazul discurilo paralele, clasele 12–14 de precizie in cazul discurilor înclinate pentru foarfecele cu discuri multiple precizia lor este de ±(0,05… 0,2) mm. [1]
Cap. III Domeniul de utilizare a mașinilor de tăiat
III.1. Mașinile cu lame prin forfecare
Mașinile de tăiat cu lame prin forfecare (sau foarfecele ghitlotină) sunt folosite la debitarea tablelor sau a platbandelor și pot fi construite cu lame paralele sau înclinate. Tăierea se execută prin mișcarea lamelor și această mișcare este de obicei rectilinie alternativă.
Lungimea de tăiere poate fi cuprinsă între 500 și 4000 mm și grosimea materialului poate avea între 1 și 8 mm.
Mașinile mai mari unde lungimea liniei de tăiere poate fi 8000 mm și grosimea materialului pana la 60 mm sunt folosite de obicei la șantierele navale.
De obicei numărul curselor duble efectuate de lama fixată în traversa mobilă este de 30 până la 60 de curse duble pe minut, putând ajunge până la 300 de curse duble pe minut dacă se vorbește de mașinile speciale care există în liniile automate.
Mașinile de tăiat pot fi clasificate în funcție de dimensiunile maxime ale secțiunii de tăiere “g x l” care în condițiile unui material cu σr=450 MN/m2 determină valoarea forței de lucru limită admisă astfel:
– mașini ușoare, dacă g x l ≤ (3 x 1000 ) mm2;
– mașini mijlocii, dacă g x l ≤ ( 8 x 3000 ) mm2;
– mașini grele, dacă g x l ≤ ( 60 x 8000 ) mm2;
Fig. 3.1 Poziția relativă a lamelor la mașinile de tăiat
a – înclinare; b – paralele.
III.2 Mașinile de tăiat cu scule disc (cu role)
Mașinile de tăiat cu scule disc sunt utilizate pentru executarea unor operații de forfecare pe lungimi mari (teoretic infinite) ca și pentru tăieri după contur. Astfel această categorie de mașini înlătură neajunsurile mașinilor de tăiat cu lame care execută numai tăieri în linie dreaptă cu lungimea limitată de deschidere dintre coloane, respectiv lungimea activă a sculei.
Efortul de tăiere la această categorie de mașini este redus deoarece sculele atacă materialul succesiv la trecerea lui prin role.
Mașinile de tăiat cu scule disc pot fi clasificate din punct de vedere constructiv după poziția arborilor portsculă în raport cu planul materialului în următoarele grupe:
mașini de tăiat cu axe paralele;
mașini de tăiat cu axe înclinate.
Din punct de vedere al destinației aceste mașini pot fi clasificate în:
mașini pentru tăiere în benzi;
mașini de tăiat după contur.
III.3 Mașinile de tăiat cu scule disc cu axe paralele
Mașinile de tăiat cu scule disc cu axe paralele sunt destinate pentru tăierea în fâșii a tablelor și benzilor.
Numărul de fâșii care pot fi tăiate simultan depinde de caracteristicile mașinii și de dimensiunile semifabricatului.
Tăierea se realizează prin trecerea semifabricatului printre sculele disc care au o mișcare de rotație cu viteză periferică egală și sunt așezate astfel încât între fețele lor frontale există un joc j≤0,1 g, iar circumferințele se suprapun cu o valoare δ=(0,2…0,5)g.
Principiul de tăiere este asemănător cu cel întâlnit la mașinile cu lame înclinate și în timpul lucrului are loc antrenarea semifabricatului corespunzător unui unghi de prindere rezultat din relația:
cosα = 1– ( 3.3.1 )
unde :
g – este grosimea materialului;
δ – reprezintă suprapunerea sculelor disc;
D – este diametrul discului.
Pentru antrenarea semifabricatului, frecarea va determina un unghi de prindere α≤15 astfel că diametrul discurilor va putea lua valori funcție de grosimea materialului date de relația:
D ≥ ( 3.3.2 )
Astfel pentru materialele cu g≤2mm, diametrul discurilor va fi cuprins în limitele :
D ≥ (32…37)g. ( 3.3.3 )
Fig 3.3.1 Mașina de tăiat cu scule disc cu axe paralele
Fig. 3.3.2 Schema de tăiere cu scule disc cu axe paralele
La grosimi mai mari de materiale, diametrele sculelor vor avea valorile:
D ≥ (26..28)g dacă g = (2..6)mm;
D = (18..22)g dacă g > 6mm.
Lățimea discurilor se alege între (0,07… 0,1)D, suprafața exterioară fiind cilindrică, unghiul de ascuțire fiind de 90°. În procesul de lucru direcția forțelor rezultante de tăiere determină tendința de răsucire a materialului.
III.4 Mașini de prelucrat cu cuțite disc cu axe înclinate
Mașinile de prelucrat cu scule disc cu axe înclinate sunt destinate pentru tăierea dreaptă sau după contur, pentru bordurarea și îndoirea tablei, precum și pentru tăierea oblică ( înclinată) a tablelor.
Aceste mașini se folosesc pe scară largă în secțiile de pregătire a materialelor pentru construcții navale, cazane, construcția de avioane etc.
Dimensiunile sunt diferențiate pe baza grosimii maxime a materialelor de tăiat și a deschiderii utile. Pe baza grosimii semifabricatelor mașinile se diferențiază în general la limite g≤2,5mm,6,3mm și 10mm, iar deschiderea utilă a batiului este cuprinsă în general între 800…1800 mm.
Tăierea materialelor la mașinile cu role cu axe înclinate (fig. 3.4.1) este condiționată de asigurarea jocului între scule de suprapunerea rolelor în funcție de grosimea g a semifabricatului și de proprietățile mecanice ale acestuia.
Valorile jocului j și a suprapunerii δ se stabilesc după aceleași criterii ca și la mașinile cu scule disc cu axe paralele.
Fig. 3.4.1 Schema de tăiere dreaptă și îndoire cu
scule disc cu axe paralele și înclinate:
a – tăiere; b – îndoire. 0. 4 – opritor; j – jocul de tăiere;
δ – suprapunerea sculelor disc;
g – grosimea materialului; 1 – scula superioară;
2 – materialul; 3 – scule inferioare.
Pentru operațiile de tăiere sau îndoire după o dreaptă (fig. 3.4.1), poziția semifabricatului este determinată cu ajutorul unui opritor reglabil 0, iar pentru tăierea sau îndoirea marginilor după contur circular ( fig. 3.4.2), materialul este fixat într – un dispozitiv D care permite rotirea lui pe generatoarea sculei corespunzător razei de tăiere.
Fig 3.4.2 Schema de tăiere și răsfrângere după contur circular:
a – tăierea; b – răsfrângerea; D – dispozitiv de rotire a materialului;
g – grosimea materialului; j – jocul de tăiere; δ – suprapunerea sculelor disc.
Pentru a evita formarea cutelor la operațiile de îndoire după contur, se prevăd în zonele de deformare role de presare r având axa de rotație concurentă și perpendiculară pe axa de rotație a semifabricatului.
La tăierea oblică (fig. 3.4.3) jocul j dintre scule are valoare negativă, fapt ce permite orientarea dorită a planului de forfecare.
Fig 3.4.3 Schema de tăiere Fig. 3.4.4 Schema unghiului de antrenare
oblică și îndoire: a materialului.
Fig. 3.4.5 Schema de înclinare a arborilor port–sculă
1 – scula disc superioară; j – jocul de tăiere;
g – grosimea materialului; δ – suprapunerea sculelor disc
La proiectarea mașinilor de tăiat cu scule disc cu axe înclinate se va avea în vedere că viteza de lucru este cuprinsă între v=2,5…10 m/min, în cazul tăierii în linie dreaptă și v=2…3 m/min la tăierile după contur.
Turațiile arborilor port–sculă se vor stabili pe baza vitezelor tehnologice luând în considerare diametrele rolelor tăietoare care se aleg în funcție de grosimea materialului de tăiat astfel încât să se asigure unghiul minim de antrenare ( α=28°…34° ).
Unghiul de antrenare a materialului (fig. 3.4.4) poate fi determinat cu relația:
α = ( 3.4.1 )
unde :
α1 – reprezintă unghiul dintre proiecția în plan vertical a tangentei la sculă în punctul de contact inițial al acestuia cu semifabricatul și axa orizontală a sistemului;
α2 – reprezintă unghiul dintre proiecția în plan vertical a tangentei la sculă în punctul final de contact cu semifabricatul și axa orizontală a sistemului.
Calitatea tăierii poate fi îmbunătățită prin asigurarea unei oscilații a axelor port–sculă în sensul opus deplasării semifabricatului cu un unghi de deviere γ, respectiv γ’. Aceste unghiuri de deviere (fig. 3.4.5) sunt dependente de grosimea semifabricatului tăiat și pot fi luate corespunzător datelor din tabelul 8.3. Unghiurile de deviere ale arborelui superior și inferior se recomandă a fi egale pentru a se asigura orientarea rațională a eforturilor de tăiere.
La tăierea materialelor cu scule disc cu axe înclinate forța de tăiere se poate determina folosind relația :
Ft = (1+z)∙δε∙σr (3.4.2)
unde:
g – este grosimea materialului;
– reprezintă alungirea relativă a materialului (0,8…0,95);
z – este coeficientul de încovoiere specific;
σr – este rezistența la rupere a semifabricatului.
La începutul operației de tăiere se realizează avansarea sculei disc într–o mișcare de pătrundere până la limita suprapunerii δ determinată de grosimea g a materialului. Ca urmare rezultă o forță de pătrundere ( fig. 3.4.6 ) a cărei valoarea poate fi determinată cu relația
Fp = BC τ≈τ∙Drsin α ( 3.4.3 )
unde:
τ – este efortul de forfecare;
Dr – reprezintă diametrul mediu al rolei.
Forța de pătrundere poate fi determinată și pe baza rezultatelor experimentale luând în considerare formula expresia:
Fp=(2…2,5)Ft (3.4.4)
În cazul tăierii oblice, forța de pătrundere se calculează pe baza echivalenței suprafeței de tăiere cu aceea pe care o impune tăierea normală și permite stabilirea grosimii maxime de material ce poate fi prelucrată pe o mașină cu caracteristici date.
Fig 3.4.6 Schema forțelor de tăiere cu scule disc cu axe înclinate
Tabelul 3.1
Unghiul de oscilație al arborelui superior
III.5 Foarfeca combinată
Foarfeca combinată este o mașină cu mai multe posturi de lucru, care servește la debitarea profilelor laminate (L,T,I,U,Z), a benzilor laminate din tablă, precum și pentru executarea de decupări și perforări în aripile profilelor. Folosind dispozitive speciale pe această mașină se poate executa și debitarea în unghi a laminatelor profilate.
Fig 3.5.1 Schema structurală a foarfecii combinate.
Lanțul cinematic principal se compune din două sau trei ramificații legate în paralel fiecare dintre acestea putând asigura mișcarea pentru unul sau două posturi de lucru.
În general, foarfeca combinată este prevăzută cu următoarele posturi de lucru:
postul de debitare a laminatelor profilate, acesta fiind situat în zona centrală a mașinii;
postul de perforare al cărui scop este efectuarea de orificii și prelucrarea prin ronțăire a canalelor, folosind în unele cazuri mese în coordonate și sisteme de copiere;
postul de decupare care este destinat decupării deschise;
postul de debitare a barelor laminate care este situat în general pe același culisor cu postul de debitare a laminatelor profilate;
postul de debitare a laminatelor din tablă care este prevăzut cu lamă înclinată. [6]
Cap. IV Cinematica și calculul forțelor din mecanismul mașinilor de tăiat
Procesul tehnologic de forfecare presupune o forță de tăiere a cărei valoare poate fi prezentată în forma generală prin relația cunoscută:
Fd = S ∙ τef; ( 4.1 )
unde S reprezintă secțiunea forfecată și τef efortul unitar de forfecare a materialului debitat.
Pentru ca materialul să fie tăiat cât mai corect, între cele două lame ale foarfecii trebuie sa se asigure un joc în funcție de grosimea g astfel: j≤0,1 g.
Lama mobilă a mașinilor cu lame paralele atacă materialul pe toată lungimea l a liniei de tăiere, așadar valoarea maximă a forței de deformare poate fi exprimată sub această formă:
Fd = kp∙l∙g∙ τef ( 4.2 )
unde coeficientul kp are valoarea 1,1 – 1,3 și acesta depinde de uzura lamelor, mărimea jocului și gradul de ecruisare a materialului debitat.
Pentru efectuarea tăierii, lama mobilă trebuie să execute o cursă de lucru egală cu grosimea g a materialului tăiat astfel lucrul mecanic consumat va putea fi determinat cu ajutorul relației:
L = KL∙Fd∙g ( 4.3 )
Coeficientul KL ia in considerare variația forței de deformare din momentul contactului dintre lama mobilă și materialul considerat până la sfârșitul operației de tăiere.
Pentru a aprecia coeficientul KL se ia în considerare faptul că din momentul contactului dintre lama mobilă și material până când se produce forfecarea propriu–zisă forța de tăiere variază corespunzător deformației elastice și plastice ale materialului.
Fig. 4.1 Forțele de tăiere la mașinile cu lame paralele.
a – diagrama de variație forței ; b – schema de încărcare a lamelor tăietoare.
Această perioadă depinde de caracteristicile materialului supus tăierii și corespunde unei curse egală cu pătrunderea lamelor în material pe o adâncime cuprinsă între 1/10 ∙ g pentru materialele tenace și 1/3 ∙ g pentru materialele maleabile. În momentul producerii fenomenului de forfecare forța de tăiere scade rusc, forțele care opun rezistență la înaintarea lamei mobile fiind determinate aproape în totalitate de frecarea acestuia cu materialul.
Considerând particularitățile procesului de tăiere se adoptă pentru coeficientul KL valorile:
KL = (0,3…0,75) ( 4.4 )
Știind că valorile maxime corespund pentru materialele moi și subțiri pentru care g<2mm.
Forțele de tăiere determinate de cele două lame care au grosimea B dau nastere unui cuplu exprimat prin relația :
M = FD∙a ( 4.5 )
Acest cuplu are tendința de a răsturna materialul de pe masa mașinii. Astfel ca semifabricatul va fi rotit cu un unghi φ = 15…25°. În acest mod suprafețele frontale ale materialului tăiat apasă pe lame cu o forță orizontală T care echilibrează cuplul M.
Din condiția de echilibru :
M = T∙b = FD∙a ( 4.6 )
reiese valoarea forței de împingere laterală a lamei:
T = FD∙a/b ( 4.7 )
unde pentru o valoarea a lățimei lamei tăietoare B avem:
a = ( 4.8 )
b = g–( ( 4.9 )
Luând în considerare forțele care acționează asupra lamei mobile în timpul tăierii, forța activă Fa necesară pentru acționarea traversei și reacțiunile R1 și R2 din ghidaje vor avea valorile:
Fa = Fd+µT–G ( 4.10 )
R1 = ( 4.11 )
R2 = ( 4.12 )
unde :
µ – este coeficientul de frecare dintre lamă și material;
G – este greutatea ansamblului traversei;
c,h,l,d – reprezintă cuplurile determinate în ghidajele de forțele T, Fd, R1 și R2.
Fig. 4.2 Diagrama de variație a forței la tăierea cu lame înclinate
Uzual, coeficientul de frecare între material și suprafața frontală a lamei este considerată µ=(0,3…0,4).
Tăierea cu lame paralele este folosită de obicei la materiale de grosime medie pentru ca la grosimi mici există pericolul îndoirii materialului între lame, iar la materialele cu grosimi mari forța de tăiere crește foarte mult încât lamele atacă materialul pe toată lungimea de tăiere și astfel secțiunea de tăiere poate sa ajungă la valori destul de mari.
În cazul mașinilor cu lame înclinate secțiunea de tăiere variază de la 0 la o valoare maximă care se menține constantă până la ieșirea lamei din material.
Pentru a se efectua tăierea în bune condiții, lamele mobile sunt prevăzute cu un unghi de degajare γ=5…25° iar valorile mai mici pentru γ= 5…15° sunt recomandate pentru materialele dure sau semidure iar cele mari pentru materialele moi.
Unghiul de așezare al lamelor va fi definit de valorile α=1,5…3° iar unghiul de ascuțire β= 75…85° în cazul lamelor mobile iar β=88…90° în cazul lamelor fixe.
Variația secțiunii de tăiere în timpul lucrului poate fi exprimată prin relația :
s = ( 4.13 )
unde : g – este grosimea materialului;
s’ – este cursa sculei din momentul contactului cu materialul;
λ – este unghiul de înclinare al lamei mobile.
Considerând forma inițială trapezoidală a secțiunii de tăiere care în figura 8.4, scoate în evidență zona 1 delimitată de pozițiile I–I si II–II ale lamei mobile în care secțiunea de tăiere crește progresiv de la zero la valoarea maximă:
S = ( 4.14 )
În zona 2 care este delimitată de pozițiile II–II și III–III ale lamei mobile secțiunea forfecată în unitatea de timp se menține iar în zona 3, delimitată de pozițiile III–III și IV–IV, aceasta să scadă până la zero.
Forța de tăiere variază corespunzător secțiunii instantanee aflată sub acțiunea lamei mobile iar valoarea ei maximă este dată de relația:
Fd = Kp∙∙ τef ( 4.15 )
Se poate observa dependența forței de tăiere de unghiul de înclinare λ al lamei mobile, observând că aceasta va fi cu atât mai redusă cu cât λ are o valoare mai mare.
În cazul folosirii unor unghiuri de înclinare prea mari ale lamei mobile se observă o răsucire a materialului tăiat și o tendință de a scoate materialul de pe masa mașinii fapt datorat componentei orizontale a forței de tăiere.(fig 4.4)
Fig. 4.3 Schema de variație a secțiunii Fig 4.4 Schema de răsucire a materialului
la tăiere la mașinile cu lame înclinate. la tăierea cu lame înclinate
Uzual unghiul de înclinare λ are o valoare cuprinsă între λmin=30’ și λmax=6°.
Alegerea înclinării este determinate de grosimea materialului și de specificul operației de tăiere.
Limita maximă a unghiului de înclinare rezultă din condiția ca forțele de frecare dintre material și suprafața mesei să fie mai mari decât componenta orizontală a forței de tăiere astfel încât materialul să nu se deplaseze lateral.
Condiția poate fi exprimată cu expresia:
Fh ≤ µ∙FD ( 4.16 )
Sau :
( 4.17 )
unde pentru valoarea µ ≤ 0,1 se obține λ ≤ 9°
Unghiul de înclinare al lamei mobile poate să fie reglabil sau fix. În funcție de valoarea unghiului de înclinare al lamei mobile, cursa traversei (fig 4.5) va trebui sa corespundă relației:
S = h+b∙tgλ+c1 ( 4.18 )
unde :
h – este înălțimea minimă deschisă
b – este lățimea materialului
c1 – reprezintă depașirea materialului de către lama mobilă la sfârșitul operației de tăiere.
Forța necesară acționării dispozitivului de strângere mecanic, pentru a nu se deplasa materialul pe masa mașinii este exprimată de relația:
Q = k∙∙ [daN] ( 4.19 )
unde:
k – este un coeficient de strângere care se alege în funcție de grosimea materialului.(din tabelul 4.1).
Fig 4.5 Cursa de lucru la mașinile de tăiat cu lame înclinate
TABELUL 4.1
Coeficientul de strângere k
H – distanța de la axa dispozitivului de strângere la forța de așezare a lamei;
j – jocul dintre lame.
Dispozitivele de strângere cu acționare hidraulică au o forță necesară care se determină cu relația:
Q=4,5 10–4 ∙b∙g [daN] ( 4.20 )
unde:
b și g – reprezintă lațimea respectiv grosimea materialului forfecat.
Luându – se în considerare forța de strângere a materialului pe masa mașinii și componenta orizontală a forței de tăiere Fh=Fd∙tgλ, se deduce că pentru a avea o fixare corectă valoarea acestei forțe trebuie limitată la mărimea forței de frecare corespunzător relației:
Fh ≤ µ(Fd+Q) ( 4.21 )
unde se va păstra unghiul de înclinare maxim în limitele λ=0…6°.
IV.1 Cinematica mașinilor de tăiat cu lame
În cazul mașinilor de tăiat cu lame sau foarfece ghilotină, organul de lucru poate avea o mișcare rectilinie alternativă sau o mișcare de oscilație pe un arc de cerc.
În cazul în care avem o mișcare rectilinie alternativă, deplasarea lamei poate fi după o direcție verticală sau înclinată față de vertical cu 1° până la 2°.
În cazul în care deplasarea lamei este după o direcție verticală, calitatea tăierii este mai scăzută, iar din acest fapt aceste mașini se utilizează la debitarea semifabricatelor destinate unor prelucrări ulterioare iar mașinile care au traiectoria lamei după o direcție înclinată asigură o tăiere precisă.
În funcție de diferite condiții de tăiere se constată faptul că pentru a acționa organul de lucru al mașinilorde tăiat cu lame se folosesc mecanisme de transformate a mișcării de rotație în mișcare rectilinie alternativă sau de oscilație sau pot fi folosite sisteme hidraulice sau hidromecanice corespunzătoare.
În cazul în care există o acționare mecanică, ansamblul cinematic al mașinii are la bază de obicei un mecanism bielă manivelă care este acționat de la un motor electric ME prin intermediul unui reductor K.
Mecanismul de acționare are în componență un volant DV care asigura o utilizare constantă a energiei consumată de motor, un cuplaj C și o frână F cu care se poate realiza regimul de funcționare dorit.
La pornirea motorului de acționare volantul este deconectat de la arbore cu ajutorul cuplajului C astfel că mișcarea nu se transmite la mecanismul principal al mașinii. Cuplarea arborelui va fi posibilă numai după accelerarea masei volantului până la atingerea turației necesare acumulării energiei utile lucrului.
În momentul în care are loc cuplarea, frâna F eliberează arborele și are loc o mișcare compusă dintr – o cursă dublă a lamei mobile. Mașina poate funcționa intermitent sau continuu depinzând de ansamblul cinematic care poate sa cuprindă un sistem de alimentare automată sincronizat cu mișcarea lamei mobile.
În cazul în care există o funcționare intermitentă, legătura cinematică dintre volant și mecanismul principal se întrerupe după fiecare cursă dublă, iar frâna trebuie să asigure oprirea acestuia în punctul mort superior când lama mobilă este ridicată.
Fig. 4.1.1 Schema cinematică a mașinii de tăiat cu lame cu acționare de sus:
ME – motor electric, Z1,Z2,Z3,Z4,Z5,Z6 – roți dințate; C+F – cuplaj cu frână;
DV – volant; K – camă de comandă; R – reductor.
Cuplajul și frâna se pot afla pe arborele principal care poate fi cotit sau excentric sau pot fi aflate pe un arbore intermediar, putând fi comandate mecanic sau electromagnetic. Dacă aceste organe vor fi montate pe un arbore intermediar cu o turație mai mare, dimensiunile lor se reduc și se va complica construcția sistemului de comandă care asigură frânarea, oprirea sau decuplarea traversei mobile în punctul mort superior.
Dacă există un sistem de comandă electromagnetic aceast dezavantaj se înlătură iar în construcțiile moderne de mașini cuplajul și frâna sunt amplasate pe un arbore intermediar de multe ori fiind chiar arborele melcului.
La mașinile de tăiat cu lame, de cele mai multe ori lama superioară este mobilă, iar cea inferioară este fixă. Acționarea lamei mobile se poate face din partea superioară sau din partea inferioară.
Dacă acționarea lamei se face din partea superioară se asigură o deschidere mai mare de tăiere deoarece legătura traversei la mecanismul de acționare determină o distribuție mai bună a eforturilor în ansamblul mecanismului. Din acest motiv acționarea lamei mobile din partea inferioară se va utiliza numai în cazul deschiderilor mici chiar dacă se asigură o urmărire ușoară a zonei de lucru.(fig. 4.1.2)
Fig 4.1.2 Schema cinematică a mașinilor de tăiat cu lame cu acționare
din partea inferioară (de jos).
În cazul mașinilor de tăiat ușoare utilizate la debitarea semifabricatelor de grosimi și lățimi mici, turația arborelui cotit este relativ mare și ca urmare volantul se montează pe arborele cotit fiind antrenat de la motorul electric printr–o transmisie cu curele.
Mașinile mijlocii și grele au în ansamblul cinematic reductoare de turații realizate cu angrenaje cilindrice și cu mecanism melc–roată melcată iar pentru realizarea unei încărcări simetrice si pentru a se asigura solicitarea relativ uniformă la cele două capete ale arborelui principal se folosește o acționare dublă a acestuia (fig 4.1.3).
Fig 4.1.3 Schema cinematică a mașinilor grele de tăiat cu lame:
ME – motor electric; D1,D2 – roți de curea; Z1,Z2,Z3,Z4 – angrenaje;
b – bielă; K – came de comandă pentru fixarea materialului; I…V – arbori
Întrucât în procesul de tăiere, forțele de deformare tind să răstoarne materialul, în schema cinematică a mașinii este necesar să se prevadă un mecanism pentru fixarea semifabricatului în timpul lucrului.
Funcționarea acestui mecanism trebuie coordonată cu deplasarea lamei mobile astfel încât fixarea sa să se realizeze înaintea contactului sculei cu materialul și să se mențină până la închiderea procesului de forfecare. Acționarea hidraulică de fixare a materialului poate fi mecanică sau hidraulică.
În figura 4.1.4 este prezentat un mecanism de fixare cu pârghii prin intermediul unor came montate pe arborele principal al mașinii.
Fig 4.1.4 Schema mașinii de tăiat cu lame Fig. 4.1.5 Schema mecanismului de la
cu mecanism de fixare a materialului: mașinile de tăiat oblic (înclinat).
ME – motor electric; d, Dv – roți de curea; C – cuplaj;
F – frână; K – camă pentru fixarea materialului.
Mașinile de tăiat având direcția de deplasare a traversei mobile înclinată față de verticală (fig 4.1.5) nu diferă din punct de vedere cinematic de mașinile de mașinile care au mișcarea lamei pe verticală.
Ele au avantajul de a avea o calitate superioară a tăierii și permit folosirea tuturor celor patru muchii tăietoare ale lamei prin schimbarea poziției de montaj după uzura uneia dintre acestea.
În cazul mașinilor cu lama mobilă după un arc de cerc (fig. 4.1.6) ansamblul cinematic are la bază tot un mecanism bielă manivelă care acționează traversa mobilă fixată printr–o articulație A de două culise montate în canalele circulare practicate în montanții batiului.
Poziția articulațiilor poate fi reglată prin mecanismul cremalieră C.
Fig.4.1.6 Schema cinematică a mașinilor de tăiat după arc de cerc.
R – manivelă; L – bielă; ME – motor electric;
C – cuplaj ; Z1/Z2;Z1/Z2,Z3 – angrenaje;
Lm – lamă mobilă; Lj – lamă fixă; Cr – cremalieră; A – articulație;
K – ghidajul articulației; M – motor de acționare a mișcării principale.
În vederea exploatării raționale a mașinilor de tăiat cu lame, trebuie sa se prevadă lanțuri cinematice diferite de reglaj. Dintre acestea se evidențiază sistemele cinematice pentru reglarea mărimii cursei traversei mobile, a înălțimii deschide dintre lame și a poziției opritorilor care delimitează lungimea piesei tăiate.
Fig. 4.1.7 Schema lanțului cinematic pentru reglarea opritorilor;
ME – motor electric; R – reductor; O – opritor;
Psc – șurub de reglare; c – cuplaj; I – inversor
Mașinile cu acționare mecanică folosesc pentru reglarea mărimii cursei sisteme cu excentric iar pentru poziția cursei diverse mecanisme cu șurub în același fel ca la presele mecanice cu manivelă. Mașinile ușoare au opritorii acționați manual iar cele medii sau grele cu opritorii acționați cu ajutorul unor lanțuri cinematice acționate de un motor electric (fig. 4.1.7).
Acest sistem are posibilitatea deplasării rapide cu o viteză de aproximativ 2m/min, până în apropierea cotei reglate cu ajutorul unui vernier, unde deplasarea opritorului mobil se comută automat într–o mișcare lentă. Pentru a se realiza acest lucru lanțul cinematic de reglaj este prevăzut cu două posibilități de transmitere a mișcării la șurubul conductor, transmiterea cea mai lentă având inclus în circuit un mecanism melc–roată melcată.
Alegerea celor două căi de transmitere a mișcării la protori se realizează cu ajutorul unor cuplaje comandate de niște limitatori de cursă.
Mașinile cu acționare hidraulică au deplasarea traversei realizată cu ajutorul a doi cilindri cu piston diferențial (fig 4.1.8) sau a patru cilindri cu plunjer (fig. 4.1.9).
Fig 4.1.8 Schema de acționare hidraulică a lamei mobile:
1 – lamă fixă; 2 – lamă mobilă; 3,4 – tije; 5,6,7,8 – cilindri;
9,10,11,12 –pistoane; 13,14 – conducte; 15,16,17,18 – spațiile dintre pistoane și corpul cilindrilor superiori ( de echilibru și reglaj); 19,20,21,22 – conducte de legătură la cilindrii superiori; 23,21 – poziții de comandă ale distribuitorului.
Sistemele prevăzute cu piston diferențial au alimentarea cilindrilor realizată în serie sau paralel.
Pentru a asigura o încărcare uniformă a ansamblului traversei cât și o viteză egală de deplasare a celor două pistoane se impune ca la alimentarea în paralel a cilindrilor să se folosească dimensiuni identice ale pistoanelor și tijelor și în cazul alimentării în serie trebuie satisfăcută relația:
( 4.1.1 )
unde:
d1 – este diametrul pistonului cilindrului din amonte;
d2 – reprezintă tija pistonului din amonte;
d3 – este diametrul pistonului cilindrului din aval.
În timp ce se deplasează travera mobilă, mișcarea pistoanelor motoarelor hidraulice de acționare trebuie sincronizată pentru a evita înclinarea acesteia și blocarea în ghidaje.
Deplasarea lamei mobile a mașinilorde tăiat se mai poate face prin sisteme hidro–mecanice (fig. 4.1.12) care au acționarea traversei realizată prin intermediul unor mecanisme cu pârghii sau cu genunchi de la niște motoare hidraulice cu piston.
Fig 4.1.9 Acționarea lamei mobile cu Fig. 4.1.10 Schema de alimentare a cilindrilor cilindrii cu plunjer. hidraulici prin legarea în serie.
Fig 4.1.11 Schema de alimentare în paralel Fig 4.1.12 Schema de acționare hidromecanică a lamei mobile.
Mașina de tăiat cu lame FG 31 ( fig 4.1.13 ) este prevazută cu posibilitatea de funcționare cu bătaie unică și repetată.
În momentul în care traversa mobilă de află în repaus în poziție superioara pompa este scurcircuitată prin blocul de supape SP1 și SD iar presiunea din sistem poate fi reglată prin rezistențele hidraulice de pe circuit.
Fig. 4.1.13 Schema hidraulică a mașinii de tăiat cu lame FG 31;
P–pompă;F–filtru; M–motor;R–robinet;B–rezervor;SP1,SP2,SP3–supape de presiune;
SI–sertăraș de inversare; SC–sertăraș de comandă(pilot); SD–sertăraș de decărcare;
SB– sertăraș de distribuție; CS–cilindrii de strângere; C–cilindrii de lucru;
SSU–supapă de sens; Sr–supapă de reținere; LC1,LC2–microlimitatoare de cursă;
1,2…11–conducte.
În cazul sistemelor mecanice de acționare, calculele cinematice necesare la proiectare sunt asemănătoare cu cede de la presele mecanice cu manivelă. Trebuie luat în considerare că la mașinile de tăiat cu lame mecanismul bielă–manivelă poate fi situat centric sau excentric în raport cu axa ghidajelor traversei mobile. Ghidajele sunt înclinate în raport cu poziția verticală cu 1°30’ dacă grosimea g≤10mm și 2° pentru g>10mm.
Determinarea cursei lamei mobile se face luând în considerare schema cinematică a mecanismului principal (fig. 4.1.14) și efectuând proiecțiile pe direcția ghidajelor traversei.
Fig 4.1.14 Schema cinematică a mașinilor de tăiat cu lame.
Se va obține expresia cursei traversei mobile funcție de unghiul de rotație al manivelei sub forma:
s = [cosβ–λcos(α–µ)]–s0 ( 4.1.2 )
unde:
R = reprezintă raza manivelei
Α – unghiul de poziție al manivelei
= = 0,5…0,55 excentricitatea relativă a ghidajelor traversei în raport cu axa de rotație a manivelei;
λ ==0,08…0,13 este raportul dintre raza manivelei și lungimea bielei;
s0 – cursa totală a traversei mobile;
L – lungimea bielei;
β – arc sin[ε–λsin(α–µ)] unghiul de poziție al bielei corespunzător unghiului α.
µ = arc sin unghiul de poziție al manivelei corespunzător punctului de întoarcere superior;
h = – reprezintă distanța dintre punctul de întoarcere superior și axa de rotație a manivelei.
Expresia cursei permite să se stabilească diagram s(α) specifică unei anumite mașini având un mecanism dat.
IV.1.1 Criterii de calcul și considerații constructive asupra principalelor subansamble ale mașinilor de tăiat cu lame.
La proiectarea mașinilor de tăiat cu lame se va avea în vedere faptul că solicitarea principalelor organe ale acestor mașini este asemănătoare cu aceea specifică preselor. În consecință pentru mașinile de tăiat cu acționare mecanică se vor lua în considerare principiile de calcul de la presele mecanice cu manivelă sau excentric iar pentru cele cu acționare hidraulică se vor folosi relațiile specifice preselor hidraulice.
În stabilirea soluțiilor constructive cât și la calculul specific elementelor mecanismului principal se va avea în vedere faptul că acționarea traversei mobile se face cu două biele. Aceasta determină structura mecanismului principal și formele constructive specifice elementelor acestui mecanism totodată și modul de solicitare al acestora.
În cazul sistemelor hidraulice, traversa mobilă va fi acționată prin două motoare rectilinii cu deplasare simultană atunci când se realizează ciclul de lucru al mașinii și indepentă pentru reglarea înclinării lamei.
Pentru calcului de rezistență al batiului, mesei și traversei mobile va fi utilizată diagrama de încărcare specifică și relațiile corespunzătoare date în literatura de specialitate [4].
Se va lua în evidență faptul ca batiul este solicitat de forța de deformare FD, forța de strângere Q și componenta orizontală a forței de tăiere Fr≈0.3Fd. Astfel tensiunile în diferite secțiuni ale batiului vor fi date de relațiile:
–în secțiunea a – a:
σ = σi+σt = + ≤ σa ( 4.1.1.1 )
Fig. 4.1.1.1 Schema de încărcare a batiului de la mașina de tăiat cu lame.
–în secțiunea b–b:
Σ=+≤σa, ( 4.1.1.2 )
–în secțiunea c–c:
Σ=++++≤σa ( 4.1.1.3 )
unde:
W– reprezintă modulul de rezistență al secțiunii considerate;
RB–reprezintă reacțiunea din ghidajele traversei mobile;
RA= ( 4.1.1.4 )
RB= ( 4.1.1.5 )
unde:
RA,RB – reprezintă reacțiunile din pereții laterali ai batiului;
x= ( 4.1.1.6 )
În cazul traversei fixe și mobile se consideră că în timpul lucrului rezultă o încărcare uniform distribuită și ca urmare tensiunile în secțiunea d–d vor fi:
σ = + – pentru traversă ( 4.1.1.7 )
și
σ = ≤ – pentru masă ( 4.1.1.8 )
Pentru a limita jocul dintre lamele tăietoare se verifică și săgeata în această secțiune a mesei punând condiția:
F = ( 4.1.1.9 )
unde:
g – reprezintă grosimea materialului.
Rezistențele admisibile se vor lua în limitele:
σa – 50…60MN/m2 pentru construcții sudate din oțel;
σa – 20MN/m2 pentru batiu din fontă.
Fig 4.1.1.2 Schema de încărcare a mesei
Valoarea traversei mobile se face luând în considerare variația forței de deformare atât ca valoare cât și ca poziție în lungul tăișului. Întrucât la începutul și sfârșitul tăierii, cupul în ghidaje determină o presiune maximă, iar când acționează mijlocul lamei asupra materialului forța de deformare și în consecință și solicitarea de încoiere a traversei este maximă, calculele trebuie efectuate în ambele cazuri menționate. Pentru a efectua calculele se vor determina pozițiile axelor principale de inerție ale secțiunii traversei luând în considerare forma acesteia.
Calculul mecanismelor din sistemul cinematic al mașinilor de tăiat cu lame are în vedere faptul că la aceste mașini transmisiile melcate reprezintă mecanismele la care solicitările mari ca și vitezele tangențiale ridicate (v≤7,5 m/s) impun condiții de calcul speciale. Celelalte mecanisme din lanțul cinematic se pot determina cu relațiile preselor mecanice cu manivelă, ceea ce permite calculul roților dințate, a transmisiilor cu curele, etc.
În cadrul proiectării angrenajelor melc–roată melcată folosite în lanțurile cinematice principale de la mașinile de tăiat cu lame se va lua în considerare faptul ca melcii vor trebui să fie prevăzuți cu 3–4 începuturi iar roata melcată cu un număr de dinți z1=40…90.
Majoritatea angrenajelor melcate se execută în clasa a treia de precizie, viteza tangențială maximă fiind 7,5 m/s, pentru care se adoptă un coeficient de viteză kp=1,3. Raportul dintre diametrul primitiv al melcului și modul se consideră în limitele q=8..13 și ca urmare efortul unitar de contact este:
σk = ∙ ≤ ( 4.1.1.10 )
unde:
– este momentul de torsiune transmis, în MN∙mm;
– reprezintă coeficientul de concentrare a sarcinii;
γ – este unghiul de înfășurare convențional al angrenajului.
Expresia efortului unitar de contact permite să se determine modulul folosind relația:
m≥458 ∙ [mm] ( 4.1.1.11 )
Valoarea efortului unitar la contact pentru melcul din oțel cu HRC≥45 se determină cu expresia:
σac = 1,1σa; ( 4.1.1.12 )
unde:
σa – reprezintă efortul admisibil la tracțiune.
Pentru verificarea la încovoiere se recomandă formula:
σi = ≤ ( 4.1.1.13 )
unde:
y – este coeficientul de formă al danturii.
Rezistența admisibilă la încovoiere se determină cu ajutorul expresiei:
) ( 4.1.1.14 )
unde:
σc – reprezintă rezistența de curgere a bronzului
σa – este rezistența admisibilă a bronzului la tracțiune.
Pentru melci din materiale cu duritate HRC < 45, valorile rezistențelor admisibile la contact și încovoiere se micșorează cu (20…25) %.
Pentru determinarea coeficientului de concentrare a sarcinii se recomandă folosirea relației:
ks = 1+0,26 ( 4.1.1.15 )
unde θ reprezintă coeficientul de deformare, depinde de q și z1 și se alege din tabelul de mai jos:
Tabelul 4.1.1.1
Valori recomandate pentru coeficientul θ de deformare a danturii
La numărător este indicată valoarea θ iar la numitor unghiul de înclinare a danturii.
z1–numărul de începuturi ale melcului;
z2–numărul de dinți ai roții.
Modulul maxim rezultat din calculele de proiectare se majorează la valoarea standardizată cea mai apropiată.
Din punct de vedere constructiv, se va lua în considerare că batiul mașinii poate fi realizat prin sudură sau turnare, soluțiile constructive putând fi în variantă monobloc sau demontabilă. În cazul soluțiilor demontabile nu se asigură în general o rigiditate suficientă și ca urmare în timpul lucrului pot să apară deformații mari care măresc jocul dintre lame. Astfel calitatea suprafeței prelucrate și precizia dimensională obținută la tăierile pe aceste mașini este scăzută și ca urmare această soluție constructivă este puțin utilizată.
La unele construcții, montanții batiului sunt asamblați prin traversa superioară care poate conține în cazul mașinilor hidraulice o parte a instalației.
Pentru a ușura avansul tablei în zona de tăiere, în masă sunt realizate reazeme cu bile, împinse de arcuri. Jocul dintre cuțite se reglează deplasând masa spre cuțitul superior ( pe orizontală) cu ajutorul șuruburilor și al penei de reglaj, fixată pe masă.
Ghidajele au trei suprafețe de frecare, dispuse la 90 ua față de cealaltă. Traversa mobilă a mașinilor de mișcare de tăiere verticală este realizată de obicei în construcție sudată având traversa dispozitivelor de strângere a materialului pe masa mașinii deplasată în avans față de lama tăietoare corespunzător unei mișcări a manivelei cu un unghi de 3–5
Aceasta asigură fixarea semifabricatului înaintea contactului dintre material și lamă. Traversa mașinilor cu deplasare oblică a lamei mobile este prevăzută la partea inferioară cu o placă de bază care prin strângere îi determină o curbare în plan orizontal în sens opus celui rezultat din acțiunea forței tehnologice și care contribuie la realizarea unei suprafețe prelucrată uniform.
Fig 4.1.1.3 Schema de reglare a jocului dintre lame
1–lama;2–suportul lamei;3,4–pana de reglaj;5–batiul
În scopul micșorării eforturilor prin ghidaje, se echilibrează traversa printr–un mecanism care se realizează astfel încât în punctul mort superior al traversei mobile, axa de echilibrare să treacă prin tăișul cuțitului fix.
Forța de echilibrare necesară poate fi realizată cu arcuri sau cu aer comprimat și se poate determina cu relația:
Fe = 1,2 (4.1.1.16)
unde:
θ – este unghiul de înclinare al mecanismului;
Fi – reprezintă forța de inerție a ansamblului mobil;
m – este masa ansamblului.
Pentru a se efectua tăierea la dimensiunea dorită, se folosesc opritoare amplasate în spatele traversei mobile. Acestea pot fi reglate manual sau cu un motor propriu, precizia de poziționare fiind de 0,2 mm și este asigurată print–o rigla gradată.
Jocul dintre lamele tăietoare se poate regla folosind două pene care pot fi acționate prin șuruburi astfel încât să asigure deplasarea suportului lamei în raport cu batiul.
Dacă axele celor două discuri tăietoare sunt așezate în plan vertical, tendința de răsucire a materialului este mai pronunțată, fapt pentru care în general scula superioară se deplasează în sensul de mișcare a semifabricatului.
Forța de tăiere se calculează în același mod ca la mașinile cu lame înclinate cu expresia:
F = K1∙K2∙K3∙ηt∙ε∙σr∙= 0,325∙Ks∙ σr∙∙∙ε ( 4.1.1.17 )
unde:
K1 – 1,2…1,3 și reprezintă coeficientul de uzură al sculei disc (pentru OL 37 are valoarea K1=1,2)
K2 – 1,2…1,3 și reprezintă raportul dintre efortul unitar maxim de tăiere σmax și efortul unitar maxim de tracțiune σr (și care pentru OL 37 are valoarea K2=0,7)
K3 – 1,2…1,3 reprezintă coeficientul de influență al jocului dintre sculele disc (pentru OL 37 are valoarea K3= 1,2)
ηt – 0,7…0,9 – reprezintă raportul dintre valoarea lucrului mecanic de tăiere și efortul unitar maxim la forfecare (ηt==0,78 pentru OL 37);
Ε – 0,1…0,4– reprezintă adâncimea relativă de pătrundere a sculei (de deformare a materialului) la care se produce forfecarea (pentru OL 37, ε = 0,3…0,4);
g– este grosimea materialului;
α– reprezintp unghiul de tăiere determinat de direcția de deplasare a materialului cu tangenta la sculă în punctul de aplicare a rezultantei forței de tăiere; în momentul în care semifabricatul are grosimea maximă pentru care e dimensionată mașina suprapunerea δ=0 și prin urmare:
cos α = 1– ( 4.1.1.18 )
Înlocuind 1–cosα=2sin2 în care pentru valori ale unghiului α foarte mici se poate înlocui sin α=tgα=α în radiani, rezultă valoarea:
α0≈
pentru care forța de tăiere va avea relația:
FT = 0,325 ∙ Ks∙ σr ∙ ( 4.1.1.19 )
Momentul de torsiune care solicită arborele portscule al mașinii va fi:
M = 2∙FT∙R∙sinβ ( 4.1.1.20 )
unde:
β – este unghiul de poziție al punctului de aplicare a forței rezultante de tăiere;
R – reprezintă raza sculei (a discului).
Unghiul β poate fi determinat prin înlocuirea grosimii g cu valoarea g’ = (0,7…0,9)g la care se produce forfecarea materialului. Această valoare ia în considerare pătrunderea sculelor în material înaintea depășirii efortului de forfecare τmax corespunzător procesului de tăiere și permite să se calculeze valoarea unghiului:
cosβ=1– ( 4.1.1.21 )
Pentru condițiile tăierii materialelor de grosime maximă se ia în considerare suprapunerea δ=0 și prin urmare :
cosβ=1– ( 4.1.1.22 )
pentru care rezultă valoarea unghiului în radiani:
βmax= 0,925
Deoarece unghiul β este foarte mic se poate face înlocuirea sin β=β și se obține pentru momentul de torsiune expresia:
M=1,85 Ft ( 4.1.1.23 )
care prin substituția forței Ft corespunzător relației 4.1.1.19 va avea forma:
M=0,3∙ε∙ σr∙g2D ( 4.1.1.24 )
Pentru a se determina puterea de antrenare a discurilor (sculelor) tăietoare va fi luată în considerare relația:
N=K ( 4.1.1.25 )
unde:
K–1,2…1,3 și este coeficientul de pierdere datorat frecării discurilor de material;
n– turația discurilor în rotații/minut;
η– este randamentul mecanismului de acționare;
ηc–0,97 și este randamentul arborilor port role.
IV.2 Cinematica mașinilor de tăiat cu scule disc cu axe paralele
Tăierea cu scule disc cu axe paralele trebuie efectuată cu viteze tehnologice determinate de caracteristicile materialului.
În cazul mașinilor cu două discuri cu axe paralele, viteza de tăiere se adoptă în general în limitele v=5…10m/min. Pentru a evita deformarea materialului în timpul tăierii, vitezele periferice ale celor două scule vor trebui sa fie egale astfel încât antrenarea semifabricatului să se facă uniform de ambele părți.
Schema cinematică corespunzătoare pentru mașinile de tăiat cu două discuri este redată în fig. 4.2.1 și cuprinde motorul de acționare M, reductorul R și lanțurile cinematice de antrenare a celor doi arbori port–sculă.
Fig 4.2.1 Schema cinematică a mașinii de tăiat cu două perechi de scule disc cu axe paralele:
M–motor;R–reductor;D–discuri tăietoare(scule);C–mecanism pentru reglarea distanței dintre suporții port–sculei;A–mecanism pentru reglarea suprapunerii sculelor disc;E–mecanism pentru reglarea înclinării sculelor disc superioare.
Raportul de transmitere va fi determinat pentru fiecare ramură a lanțului cinematic din condiția de a asigura pentru gama de diametre specifice sculelor folosite, viteza tehnologică dorită. Micșorarea frecării dintre scule și material se realizează prin rotirea sculelor cu un unghi φ=0°22’ în raport cu axa benzii (fig. 4.2.2).
Fig 4.2.2 Înclinarea sculelor disc în raport cu axa de deplasare a materialului
Fig 4.2.3 Schema cinematică a mașinii de
tăiat cu mai multe perechi de scule disc:
M–motor;R–reductor;
A–ansamblul mecanismului de îndreptare și avans;
S–ansamblul suport scule;B–mecanism de
reglare a suprapunerii sculelor disc.
În ansamblul cinematic al mașinii sunt prevăzute de asemenea mecanismele A, B pentru reglarea suprapunerii sculelor disc și a jocului frontal dintre acestea, în funcție de grosimea materialului de tăiat. Lățimea de tăiere se reglează prin mecanismul de deplasare al cadrului C.
La mașinile de tăiat cu mai multe perechi de scule (fig. 4.2.3), sistemul cinematic cuprinde motorul principal M, reductorul R, arborii port–scule S, suportul colacului de material, mecanismul de îndreptare și alimentare A, mecanismul de reglare al distanței dintre arborii port–scule B.
La unele tipuri de mașini, ca de exemplu cele fabricate de firma Weybridge, deplasarea materialului se face de la un motor independent prin intermediul unui variator continuu de turații.
Acesta permite reglarea vitezei materialului corespunzător condițiilor tehnologice determinate de procesul tehnologic.
Motorul de acționare principal și motorul de acționare al mecanismului de alimentare sunt legate prin arbore electric pentru a se asigura sincronizarea vitezelor de tăiere și de deplasare a materialului între sculele disc.
Banda de tăiat se deplasează între riglele de ghidare G și cilindrii de antrenare (fig. 4.2.4) care sunt acționați prin reductorul R împreună cu arborele inferior port–sculă, astfel încât vitezele periferice ale cilindrilor și discurilor tăietoare să fie aceleași.
Fig 4.2.4. Ansamblul mașinii de tăiat cu mai multe scule:
C–suportul cu semifabricat; G–ansamblul de ghidare; A– cilindrii de avans;
S–suportul portscule;
R–reductor;M–motor;F–ansamblul cilindrilor de îndreptare;
1–ansamblul mecanismului de înfășurare a benzilor după tăiere.
Arborele pe care sunt montate discurile superioare de tăiere poate fi deplasat pe verticală pentru realizarea suprapunerilor discurilor în vederea tăierii materialului.
Banda tăiată în fâșii trece la ieșirea dintre scule printre cilindrii de îndreptare prevăzuți cu dispozitivul de întindere și frânare F. Acest dispozitiv se reglează manual pentru diferite grosimi de material, iar benzile tăiate se înfășoară pe tamburul în care capetele lor sunt fixate cu dispozitiv cu excentric. Antrenarea tambului este asigurată printr–un variator de viteză de la un motor independent astfel încât să se asigure modificarea turației în funcție de diametrul de înfășurare, pentru a se menține o viteză periferică constantă a benzii.
Reglajul lățimii de tăiere a benzilor și montarea numărului necesar de scule disc se face prin deplasarea transversală a cadrului mobil până când axele pe care sunt montate discurile de tăiere, sunt eliberate din lagăre.
Între discurile tăietoare ( scule ) se introduc unele distanțiere corespunzătoare lățimii de tăiere dorite și după fixarea în lagăre arborele superior cu sculele disc este deplasat pentru suprapunerea necesară a sculelor în funcție de grosimea materialului de tăiat.
De obicei arborii port–scule se montează pe cadrul mobil al batiului prin lagăre de alunecare iar pe batiul mașinii prin rulmenți.
Calculele de rezistență ale elementelor batiului se efectuează corespunzător relațiilor specifice verificării cadrelor. În acest scop se vor folosi relațiile indicate în literatura de specialitate [4.21].
IV.3 Cinematica mașinilor de tăiat cu cuțite disc cu axe înclinate
Scheme cinematice ale mașinilor de tăiat cu cuțite disc cu axe înclinate (fig. 4.3.1) cuprind un reductor R, câte un lanț cinematic principal pentru antrenarea fiecărei scule D și lanțurile cinematice m1, m2 pentru poziționarea relativă a sculelor.
Lanțul cinematic principal asigură realizarea mișcării de rotație a sculelor astfel încât viteza tangențială să corespundă regimului tehnologic specific operației de tăiere pe aceste mașini, iar lanțurile cinematice auxiliare asigură reglarea suprapunerii δ prin deplasarea ansamblului sculei superioare cu ajutorul mecanismului m1 și al jocului j prin deplasarea axială a ansamblului arborelui sculei inferioare prin mecanismul m2.
Pentru a se realiza mișcarea principală se folosesc uneori motoare cu două sau trei turații ceea ce permite reglarea vitezei de lucru, iar pentru a se permite poziționarea dorită ansamblului sculei superioare se folosește un arbore cu legătură cardanică.
Aceste mașini de tăiat cu scule disc cu axe înclinate pot avea amândoi arborii port–sculă în poziție oblică sau numai arborele sculei superioare. Înclinarea arborilor în raport cu planul materialului este de 45 ceea ce face ca forțele active, cele de tăiere și de pătrundere, să acționeze în trei direcții principale, tangențial, radial și axial.
Fig. 4.3.1 Scheme cinematice ale mașinilor de tăiat cu scule disc cu axe înclinate:
a,c–cu reglajul jocului dintre scule prin deplasarea suportului rolei superioare;b,d–cu deplasarea suportului rolei superioare prin motor independent și reglaj la jocului dintre scule prin deplasarea rolei inferioare.
În calculele cinematice se va lua în calcul raportul de transmitere necesar pentru a asigura viteza tehnologică luând ca mărime de intrare turația motorului de acționare. Calculele de rezistență se referă la verificarea arborilor , mecanismelor de transmitere a mișcării, a lagărelor și a batiului. În acest scop se vor folosi relațiile de calcul din rezistența materialelor, organe de mașini și lucrările de specialitate.[4.75].
IV.4 Cinematica foarfecii combinate
Schemele cinematice ale foarfecilor combinate se diferențiază după numărul arborilor excentrici folosiți care pot fi de la 1 până la 3, se mai diferențiază după modul de realizare a mișcărilor la culisor care poate fi rectilinie–alternativă sau oscilantă și după particularitățile legăturii dintre bielă și culisor care determină modul de realizare a curselor de întoarcere.
Mișcarea postului de perforare 1 și a culisorului 2 pentru debitarea laminatelor se obține de la arborii cu excentric 3 și 4 prin bielele 5,6 (fig. 4.4.1.1).
Comanda pentru deplasarea sculei la diferitele posturi de lucru se realizează prin cuplajele 7,8 situate pe arbori cu excentric(manivelă).
În cazul mașinilor destinate semifabricatelor mijlocii și mari, cuplajul de pe arborele cotit se elimină datorită solicitărilor dinamice mari la cuplare și frânare(fig. 4.4.1.1,a)
Întoarcerea culisorului se realizează în unele cazuri cu ajutorul unor arcuri .
IV.4.1 Elemente de calcul pentru proiectarea foarfecii combinate
Pentru determinarea forțelor din mecanismele foarfecii combinate se vor adopta relațiile de calcul specifice fiecărei operații caracteristice posturilor de lucru.
Jocul dintre cuțite se adoptă în limitele j=(0,06…0,1)g, pentru grosimi g≤10mm și j=(0,1…0,15)g pentru g>10mm.
Se va lua în considerare că mărimea cursei H trebuie să depășească dimensiunea semifabricatului cu (2…3) mm iar viteza medie v=(20…30)mm/s. Rezultă că numărul de curse duble necesare pentru capetele de lucru va fi dat de relația:
nc=[c.d./min] ( 4.4.1 )
unde:
v – reprezintă viteza medie de tăiere, în mm/s;
g – reprezintă grosimea semifabricatului, în mm.
În proiectare se consideră că forța necesară perforării se majorează la o valoare dată de expresia:
Fp=1,46π∙d∙g∙σr ( 4.4.2 )
unde:
d– reprezintă diametrul poansonului;
σr– reprezintă rezistența la rupere a materialului.
Fig 4.4.1.1. Schemele cinematice ale foarfecelor combinate:
a– tip N 5222; b–tip N5220; c–tip N 5225 ; d–tip Peddinghaus.
Calculele de rezistență pentru sistemele cu culisor corespund condițiilor specifice preselor mecanice cu manivelă, sistemele cu organul de lucru având mișcare oscilantă impunând o adaptare a acestor calcule condițiilor de sarcină caracteristice prelucrării pe aceste mașini.
Ciclul de lucru al mașinii depinde de numărul mecanismelor antrenate simultan.
În cazul când de la același arbore sunt antrenate două posturi de lucru cum ar fi debitarea tablei și perforare, cele două operații sunt separate prin sistemul cinematic folosind un decalaj corespunzător unui unghi α de rotație a manivelei.
Pentru trei mecanisme antrenate, începutul și sfârșitul fiecărei operații pot fi suprapuse astfel încât efortul maxim la arborele de antrenare să fie limitat la valoarea sa de calcul. [6]
Cap. V Motoare asincrone monofazate
Motoarele asincrone monofazate sunt asemănătoare cu cele trifazate, rotorul fiind identic. Ceea ce le deosebește este modul de producere a câmpului inductor statoric.
După felul producerii cuplului de pornire, motoarele asincrone monofazate se clasifică în:
Motoare care utilizează bobinajul auxiliar numai pentru pornire, acesta fiind deconectat la sfârșitul pornirii;
Motoare cu bobinajul auxiliar conectat în mod permanent;
În prima categorie intră:
a1) motoare asincrone monofazate cu fază auxiliară (sau cu rezistență sau reactanță de pornire)
a2) motoare asincrone monofazate cu condensatoare de pornire.
În categoria a doua intră:
b1) motoare asincrone monofazate cu condensatoare de pornire și condensator conectat permanent;
b2) motoare asincrone monofazate cu condensator conectat permanent;
b3) motoare asincrone monofazate cu spiră în scurtcircuit(cu pol ecranat).
Pentru o mai bună utilizare a motoarelor din categoria a), doar1/3 din numărul total de crestături este rezervat bobinajului auxiliar, cel principal ocupând 2/3 din periferia armăturii statorice.
La motoarele de tip b1 și b2, atât bobinajul principal cât și cel auxiliar sunt dispuse în general în același număr de crestături.
Motoarele cu spiră în scurtcircuit tip b3 fac excepție, bobinajul principal fiind confecționat din bobine dispuse în jurul polilor principali aparenți, iar cel auxiliar din inele masive de cupru, de formă toroidală, cuprinzând o parte din tălpile polare și fiind îngropate în acestea, în crestături speciale.
Fig. 5.1 Caracteristicile mecanice rM=f(s)
la cinci tipuri de motoare asincrone monofazate.
În figura 5.1 sunt reprezentate caracteristicile mecanice ale celor cinci tipuri de motoare asincrone monofazate. Pentru motoare cu fază auxiliară, cuplul de pornire reprezintă aproximativ 120% din cel nominal.
Caracteristica începe pe curba C1 care reprezintă situația conectării ambelor înfășurări iar apoi după deconectarea faze auxiliare, continua pe curba C2. Porțiunile neutilizate ale ambelor curbe sunt reprezentate punctat.
Fig. 5.2 Caracteristicile cuplului relativ
(C3 și C4) și a curentului relativ (C1 și C2)
în funcție de capacitatea de pornire:
C2 și C3 – la motorul cu condensator;
C1 și C4– la motorul cu fază auxiliară.
Pentru obținerea unui motor cu cuplu de pornire mai mare, se impune folosirea condensatorului de pornire. După cum se vede din figura 5.1, cuplul inițial de pornire la această variantă de pornire reprezintă 240…250% din cel normal. După deconectarea bobinajului auxiliar, motorul trece în regim monofazat pur și capătă aceleași proprietăți ca și în cazul precedent (motorul cu fază auxiliară).
O folosire mult mai bună (70…75%) se obține în cazul în care bobinajul auxiliar se menține conectat și după expirarea perioadei de pornire și dacă capacitatea condensatorului de lucru CL se alege astfel încât, în regim nominal de funcționare, câmpul învârtitor al mașinii să fie practic circular.
Pentru a se asigura în același timp și un cuplu de pornire suficient de ridicat, se impune ca la pornire să se conecteze în circuitul bobinajului auxiliar o capacitate adițșională Cp a condensatorului de pornire, astfel aleasă încât împreună cu capacitaea de lucru CL să aibe o valoarea Cpt necesară pentru realizarea cuplului de pornire. La atingerea unei viteze de 75…80% din viteza de sincronism, capacitatea adițională Cp se deconectează și funcționarea ulterioară are loc numai cu capacitatea de lucru CL, rămasă în circuit.
În condiții de lucru mai ușoare, când nu se impune în mod deosebit un cuplu de pornire ridicat, se folosește motorul numai cu condensator de lucru, care rămâne conectat permanent(tip b2).
Motoarele cu fază auxiliară și–au găsit o largă întrebuințare în instalațiile care nu impun un cuplu de pornire deosebit de mare, între altele pentru: pompe centrifugale, injectoare, motoare tip contoare, ungătoare, mașini de polizat, mașini de ascuțit, mașini de spălat casnice, frigidere, aparate medicale. De obicei puterea acestor motoare este cuprinsă în domeniul 20…200W.
Motoarele cu condensatoare de puteri de 50W și mai mari sunt larg răspândite în instalațiile care necesită un cuplu de pornire foarte mare: compresoare, instalații pentru condiționarea aerului, focare cu grătare de împingere, pompe de benzină. Pentru aceste motoare se confecționează condensatoare de pornire electrolitice, de gabarit redus, fixate nemijlocit pe carcasa mașinii.
Motoarele cu spiră în scurtcircuit pe poli, pe lângă cuplu de pornire mic, prezintă și un randament și un factor de putere de asemenea reduse. Din acest motiv folosirea lor este limitată la puteri de maxim 30W, pentru ventilatoare mici, aparate pentru uscarea părului, magnetofoane, pick–up–uri, mecanisme cu bandă rulantă dacă nu se impune o viteză strict constantă a benzii.
Tabelul 5.1
Valorile relative minime ale cuplurilor de pornire și maxime la motoarele asincrone monofazate uzuale
Fig. 5.3 Conexiunile motoarelor asincrone monofazate cu condensator.
Din punct de vedere al cuplului de pornire, se deosebesc următoarele tipuri de motoare cu condensator:
a. Pornire în gol, având Mp=(0,2…0,4)Mn. Condensatorul este montat în serie cu înfășurarea auxiliară fie direct, fie prin intermediul unui autotransformator(fig. 5.3).
Pornirea se face printr–un întreruptor manual, iar înfășurarea auxiliară împreună cu condensatorul rămân în permanență în funcționare.
b. Pornire cu cuplul nominal (Mp=Mn). În acest caz capacitatea condensatorului este mai mare. Pornirea se efectuează în doi timpi, fie manual cu un întreruptor special, fie automat cu ajutorul unui întreruptor electromagnetic sau centrifugal.
În acest mod se poate scădea capacitatea în înfășurarea auxiliară după pornire prin scoaterea din circuit a condensatorului Cp și lăsarea în același circuit numai a condensatorului CL(fig. 5.4).
Un alt sistem indicat în fig. 5.5 folosește pentru regimul de pornire două condensatoare montate în paralel, iar pentru mers normal aceleași condensatoare montate în serie. Alt sistem variază tensiunea de alimentare a unui singur condensator C (fig. 5.6) cu ajutorul unui autotransformator reglabil, cu prize. În acest caz pentru pornire, condensatorul C este alimentat la o tensiune superioară mersului normal.
c. Pornire cu cuplu mărit: Mp=(1,5…5) Mn. În acest caz se folosesc ambele metode indicate la punctul b și anume atât creșterea tensiunii la bornele înfășurării auxiliare, cât și valoarea capacității la pornire. În acest scop se folosește un autotransformator ridicător de tensine, alimentat la tensiunea rețelei și un sistem de două condensatoare C1 și C2 .
La pornire faza auxiliară este alimentată la o tensiune superioară și se utilizează condensatorul C2, în timp ce la funcționarea normală, înfășurarea auxiliară se alimentează la o tensiune scăzută, iar condensatoarele C1 și C2 sunt montate în serie.
Fig. 5.4 Conexiunile de Fig. 5.5 Conexiunile Fig. 5.6 Conexiunile
pornire ale motoarelor motorului monofazat motorului monofazat
monofazate cu condensator cu condensator;la cu condensator; la
pornire condensatoarele pornire condensatorul
sunt legate în paralel, este alimentat cu ten–
la funcționare siune ridicată, la func–
condensatoarele ționare cu tensiunea
sunt legate în serie. normală.
V.1 Motoare asincrone monofazate cu fază auxiliară
Motoarele monofazate cu bobinaj auxiliar și inductanță sunt mai puțin folosite.
Constructiv, pentru motoarele de foarte mică putere, defazajul dorit se obține realizând bobinajul principal cu un fir relativ gros în 2/3 din crestăturile statorice și cel auxiliar cu un număr mare de spire, din conductor subțire în 1/3 din crestături. Desigur, la alegerea secțiunii bobinajulului auxiliar trebuie avute în vedere condițiile de încălzire și răcire.
V.2 Motoare asincrone monofazate cu condensator de pornire
Acest tip de motor este cel mai răspândit în acționările de uz general, care necesită un cuplu de pornire relativ ridicat.
Un motor cu fază auxiliară poate fi principial transformat într–un motor cu condensator de pornire, dacă se leagă în serie cu bobinajul auxiliar un condensator. La fel ca și la motorul cu fază auxiliară, bobinajul de lucru ocupă un volum mai mare, fiind compus din sârmă mai groasă și având un număr mai mic de spire decât bobinajul auxiliar. Bobinajul de pornire conține de obicei mai mult cupru decât acela al motorului cu fază auxiliară.
În tabelul 5.2.2 sunt indicate valorile relative ale cuplurilor de pornire, de prindere și de desprindere în cazul motoarelor cu condensator de pornire, pentru două turații la diverse puteri.
În figura 5.2.2 a, este reprezentată schema conexiunilor statorice a unui motor reversibil, cu patru poli, cu două bobinaje serie, cu condensator de pornire, cu patru fire exterioare.
Motoarele cu condensator de pornire de puteri peste 200 W se bobinează de obicei pentru două tensiuni de lucru, 120 V și 220 V. Bobinajele acestor motoare (fig 5.2.2 a și b) sunt de un tip special în așa fel încât bobinajul principal este împărțit în două părți care se pot lega în serie sau în paralel. Aceste două părți sunt bobinate pe aceeași axă magnetică.
Fig. 5.2.1 Schema de pornire a unui motor cu fază auxiliară.
Bobinajul auxiliar decalat la 90 este format dintr–o singură parte și este legat în serie cu condensatorul și întreruptorul de pornire. În figura 5.2.2 c, sunt reprezentate schemele de conexiune în cazul alimentării de la rețeaua de 120 V respectiv 220 V.
De aici rezultă că bobinajul principal îndeplinește o dublă funcțiune: servește ca bobinaj principal la tensiunea de 220 V și în același timp ca autotransformator cu raportul 2/1 în scopul alimentării bobinajului auxiliar când motorul este alimentat de la rețeaua de 220 V.
Tabelul 5.2.1
Valorile relative minime ale cuplurilor de pornire, prindere și desprindere la motoarele monofazate cu condensator de pornire.
Fig 5.2.2 Motor cu condensator de pornire, tetrapolar, reversibil.
Schemele de conexiuni:
a–statorică; b– de cuplaj; c– exterioară.
Fig. 5.2.3 Motor cu condensator de pornire, cu două tensiuni,
cu protecție termică, reversibil.
Schemele de conexiuni: a– de cuplaj; b– de conexiune exterioară.
În figura 5.2.3 este reprezentată schema de cuplaj și de conexiuni a unui motor reversibil cu condensator de pornire, cu două tensiuni, de protecție termică.
Se observă că dispozitivul de protecție termică încorporat în motor, care acționează atât sub influența curentului, cât și sub influența temperaturii, posedă trei fire de legătură în scopul funcționării la ambele tensiuni. Contactele de întrerupere sunt situate în serie pe linia de alimentare, iar elementul încălzitor este traversat fie de curentul de linie în cazul tensiunii mai mari(220V) fie de curentul unei porțiuni a bobinajului principal, în cazul tensiunii mai mici (110 V).
Există o serie de motoare reversibile la care bobinajul este astfel alcătuit (fig. 5.2.4 a) încât în perioada de pornire faza cu condensatorul primește jumătate din tensiunea rețelei. La aceste motoare, reveribilitatea se obține comod prin schimbarea poziției baretei la cutia de borne, de la 1–2 la 2–3 ( fig. 5.2.4 b).
Fig 5.2.4 Motor reversibil cu condensator de pornire. Schemele de conexiuni:
a–de cuplaj; b– de legături la borne.
O altă modalitate de inversare a sensului de rotație constă în schimbarea capetelor bobinajului principal, lăsând faza condensatorului conectată la aceeași linie. De exemplu la motorul din figura 5.2.4, în acest scop firul de ieșire A rămâne legat în permanență la unul din firele liniei, în timp ce firele de ieșire B și C se schimbă. În sfârșit o metodă pentru obținerea inversării sensului de rotație constă în schimbarea celor două extremități ale fazei condensatorului.
De multe ori apare necesitatea de a rebobina un motor pentru alți parametri decât cei avuți inițial. Astfel se poate rebobina un motor pentru altă tensiune, păstrând în rest aceleași caracteristici.
Modificând de la tensiunea de 110 V la 220 V se obține dublând numărul de spire în ambele bobinaje statorice și folosind un fir cu diametrul cu 30% mai mic. În acest caz se va folosi un condensator de 220 V având un sfert din capacitatea utilizată la motorul inițial (cel cu 110 V). Un alt mijloc constă în rebobinarea motorului pentru două tensiuni. În acest caz se utilizează același condensator și același bobinaj auxiliar însă pentru fiecare parte a bobinajului principal se va folosi un fir cu diametrul redus cu 30%, numărul de spire rămânând neschimbat. Dacă bobinajele principal și auxiliar sunt formate fiecare din 2 elemente conectate în paralel, elementele respective se pot reconecta în serie, folosind în acest caz un condensator de 225 V, cu un sfert din capacitatea inițială.
Modificarea de la tensiunea de 220 V la 110 V se poate face folosind un condensator de 110 V, cu capacitatea de 4 ori mai mare decât cea inițială, iar bobinajele pot fi sau reconectate în paralel sau schimbate. În acest caz se va folosi pentru fiecare bobinaj un fir cu diametrul cu 40% mai mare, iar numărul de spire va fi redus la jumătate.
În fig. 5.2.5 sunt date caracteristicile de mers în gol p0=f(U) și I0=f(U) ridicate în laboratorul ICPE la un motor monofazat cu condensator de pornire având P2= 180 W, n=2820 rot/min, U=220 V, In=2 A.
Fig.5.2.5. Caracteristicile de mers în gol p0=f(U) și I0=f(U) la un motor monofazat cu condensator de pornire având următoarele valori: P2=180 W; I1= 1,71; n=2820 rot/min; U=220V;In=2A
Din încercarea de mers în gol s–au determinat pierderile de mers în gol p0=85 W și curentul de mers în gol I0= 1,14 A, corespunzătoare tensiunii nominale U = 220 V. Prin construcția arătată în figura 5.2.5 s–au separat pierderile de mers în gol, în pierderi mecanice și de ventilație, pm+v=17,5 W, pierderi în fier, pFe=51 W, și pierderi în cupru la mersul în gol pCu=17 W.
Pentru același motor s–au ridicat în curbele în sarcină P2=f(P1), I1=f(P1), η=f(P1), cosφ=f(P1) și s=f(P1). S–au determinat astfel pentru Fig.5.2.5. Caracteristicile de mers în gol tensiunea nominală U= 220 V și puterea p0=f(U) și I0=f(U) la un motor monofazat cu utilă nominală P2=180 W următoarele condensator de pornire având P2=180W; valori: P1= 303 W, I1= 1,71 A, η=60%, n=2820 rot/min; U=220V;In=2A cosφ=0,81 și s=3,7%.
S–a dedus de aici turația n=2790 rot/min și cuplul nominal Mn=6,27 kgf∙cm.
S–au determinat de asemenea caracteristicile de pornire date în figura 5.2.7 și obținându–se curentul de pornire Ip=7,2 A sau în valoare relativă rIp===4,2 și cuplul de pornire = 12,8 kgf∙cm s–au în valoare relativă rMp===2,04. Cuplul minim de pornire are valoarea Mpm=10,85 kgf∙cm.
Fig 5.2.6 Caracteristicile în sarcină:
P2=f(P1), I1=f(P1), n=f(P1), cosφ=f(P1)
și s=f(P1) la motorul cu datele din fig. 5.2.5
Fig 5.2.7. Caracteristicile tranzitorii de pornire pentru
motorul cu datele din fig. 5.2.5
Tot în cadrul laboratoarelor ICPE s–au ridicat caracteristicile unui motor monofazat cu condensator de pornire cu două turații 220 V, 46/210 W, 0,85/3,5 A, 425/2840 rot/min, cosφ=0,9/0,6 la 50 Hz. S–au obținut caracteristicile de mers în gol date în fig. 5.2.8, pentru turația de 3000 rot/min(a) și 500 rot/min(b). În primul caz condensatorul de pornire folosit era de 150 μF la 150 V iar în al doilea caz de 7 μF la 500 V. Din caracteristica de mers în gol la 3000 rot/min s–au dedus p0=342 W, I0=3,38 A, pm+v=70 W, pCu=70 W și pFe=202 W, iar pentru 500 rot/min s–au obținut p0=118 W și I10=0,67 A, pm+v=13 W, pCu=15 W și pFe=90 W.
De asemenea s–au ridicat și caracteristicile în sarcină, date în figura 5.2.9 pentru cele două turații. În cazul turației mari s–au obținut mărimile nominale : P1=620 W; I1=3,8 A; n=2740 rot/min; η=34,5%; cosφ = 0,63 și M=7,45 kgf∙cm iar pentru turația mică: P2=38 W; P1=176 W; n=425 rot/min; I1=0,81 A; η=21,6% și M=8,7 kgf∙cm.
Pentru turația mare, mărimile de pornire sunt: Mp=23,7 kgf∙cm, rMp=3,17, Ip=13 A și rIp=2,5 iar pentru turația mică: Mp=15,3 kgf∙cm, rMp=1,76, Ip=0,975 A și rIp=1,2.
Fig 5.2.8 Caracteristicile de Fig 5.2.9 Caracteristicile în
mers în gol la un motor monofazat sarcină la un motor monofazat
cu condensator de pornire cu cu condensator de pornire cu
două turații:a–3000 rot/min; două turații:a–3000 rot/min;
b–500 rot/min. b–500 rot/min.
V.3 Motoare asincrone monofazate cu condensator dublu (de lucru și de pornire)
Acest tip de motor pornește cu un condensator de o anumită valoare a capacității în serie cu bobinajul auxiliar și funcționează cu un condensator de o altă valoare a capacității. Schimbarea valorii capacității se face automat și poate fi obținută folosind fie un autotransformator, fie 2 condensatoare separate. În acest caz există două tipuri principale de motoare cu condensator dublu: unul folosind un bloc transformator–condensator și celalalt două condensatoare. Primul tip reprezentat în fig. 5.3.1 are bobinajele asemănătoare cu al motorului cu condensator de pornire, dar spre deosebire de acesta posedă un întreruptor unipolar cu două contacte. Cel de–al doilea tip reprezentat schematic în fig. 5.3.2 are în plus față de motorul cu condensator de pornire, un condensator de lucru montat permanent în serie cu bobinajul auxiliar.
Fig 5.3.1 Motor cu condensator dublu
cu bloc transformator–condensator.
Fig. 5.3.2. Motor cu condensator dublu
cu două condensatoare.
În perioada de pornire condensatorul este conectat în paralel cu cel de lucru. Condensatorul de lucru este de tip cu hârtie în ulei cu capacitate de 2…20μF, în funcție de tensiunea de lucru a condensatorului și puterea motorului prin adăugarea condensatorului de lucru cuplul de desprindere crește cu 5…30 %, randamentul și factorul de putere nominal cresc, zgomotul scade și cuplul de pornire crește cu 5…20%.
În fig. 5.3.3 este reprezentată curba turației–cuplu C1 la un motor cu condensator dublu, precum și curba turație–tensiune la bornele condensatorului C2.
În fig. 5.3.4 este dată schema de cuplaj a unui bloc transformator–condensator pentru un motor de 110 V,a și 220 V, b. Modul de execuție al autotransformatorului poate diferi, însă cifrele indicate, care reprezintă valorile tensiunilor pe diverse grupe de spire, sunt practic aceleași. Cifrele indicate sunt valabile pentru cuplajul de pornire; când motorul funcționează în sarcină aceste tensiuni sunt ceva mai scăzute decât o treime din valorile date.
Autotransformatorul din fig. 5.3.4 a, lucrează cu ridicător de tensiune atât pentru cuplajul de pornire, cât și pentru cel de sarcină, în timp ce cel din figura 5.3.4 b, este ridicător de tensiune pentru cuplajul de pornire și coborâtor pentru cel de sarcină. Condensatorul folosit este de tip cu hârtie, care poate lucra obișnuit la 300 V în funcționare permanentă și 800 V funcționare intermitentă.
Schema de cuplaj a unui motor cu condensator dublu cu bloc transformator–condensator fixat pe motor este dată în fig. 5.3.5. Pentru alimentarea motorului ieșirile l1 și l2 se leagă la un fir al liniei iar ieșirile l3 și l4 la celălalt.
Fig. 5.3.3 Curbele cuplu–turație C1 și
tensiune turație C2 la un motor cu
condensator dublu.
Motorul fiind reversibil, pentru schimbarea sensului de rotație se schimbă între ele ieșirile l1 și l4.
Schema de conexiuni statorice a unui motor cu 4 poli legat în serie, cuplat după schema din figura 5.3.6 a, este dată în figura 5.3.6 b. De observat că această schemă este similară cu aceea a unui motor cu condensator de pornire, dată în figura 5.2.2. În general, schemele de conexiuni statorice ale motoarelor cu condensator dublu sunt aceleași cu acelea folosite la motoarele cu fază auxiliară corespunzătoare, cu excepția micilor modificări a legăturilor exterioare.
Fig 5.3.4. Schema de cuplaj a unui bloc
transformator–condensator pentru un motor de:
a–110 V; b–220 V.
Fig 5.3.5 Schema de cuplaj a unui motor
cu condensator dublu cu bloc
transformator–condensator, fixat pe motor.
Fig. 5.3.6 Motor reversibil tetrapolar, cu condensator dublu.
Schemele:
a–de cuplaj;b– de conexiuni statorice.
Schema de cuplaj a unui motor cu condensator dublu cu două tensiuni este reprezentată în fig. 5.3.7 a, iar schema de conexiuni statorice corespunzătoare pentru un motor cu 4 poli este dată în fig. 5.3.7 b.
Fig 5.3.7. Motor cu două tensiuni, cu condensator dublu montat pe motor .
Schemele de conexiuni: a–de cuplaj; b–de conexiuni statorice.
La alimentare cu 220 V, bobinajul principal al motorului are în plus funcția de autotransformator pentru scăderea tensiunii fazei condensatorului atât în perioada pornirii cât și a funcționării în sarcină.
Atunci când se pune problema rebobinării unui motor cu condensator dublu pentru o tensiune diferită de cea nominală, cu păstrarea celorlalte performanțe de exemplu de la 110 V la 220 V se păstrează blocul transformator–condensator sau blocul de condensator dublu, precum și bobinajul auxiliar, în schimb se reduce cu 30% diametrul fiecărei părți a bobinajului principal, cu păstrarea numărului de spire ca și în cazul alimentării cu 110 V. Dacă bobinajul principal este inițial alcătuit din două fire în paralel, acestea se pot separa pentru a obține cele două părți.
Alte modificări de tensiuni nu se recomandă din cauza complicațiilor pe care le implică blocul transformator–condensator.
În general un motor cu dublu condensator poate fi transformat într–un motor cu condensator de pornire prin adăugarea unui condensator electrolitic la blocul transformator.
În acest caz condensatorul electrolitic trebuie să aibe o capacitate de 80…90% din valoarea capacității inițiale. Prin această substituție apar unele dezavantaje ca: micșorarea cuplului de desprindere cu 5…30%, creșterea pierderilor, a puterii absorbite și a încălzirii la plină sarcină, precum și posibilitatea supratensionării condensatorului electrolitic. Toate acestea trebuie analizate de la caz la caz în urma măsurătorilor efectuate.
V.4 Motoare asincrone monofazate cu condensator permanent
Acestea sunt definite ca motoare cu condensator având aceeași valoare a capacității atât la pornire cât și în funcționarea normală, adică în sarcină. Astfel motorul cu condensator permanent este un motor cu condensator dublu funcționând în perioada pornirii cu aceeași caracteristică de cuplu ca și în sarcină.
Motoarele cu condensator permanent sunt în general folosite pentru aplicații speciale. Motoarele de acest tip pentru funcționare continuă au un cuplu de pornire mic și sunt folosite în principal la radiatoare suflante și ventilatoare, montate direct pe arbore. Dacă motoarele de acest tip sunt făcute pentru funcționare intermitentă, ele pot avea un cuplu de pornire relativ ridicat.
Motorul cu condensator permanent nu se deosebește, în privința bobinajelor și condensatorului de un motor cu condensator de ponire, cu excepția întreruptorului de pornire care este suprimat. Din această cauză, în general, toate schemele de cuplaj ale motoarelor cu condensator de pornire sunt aplicabile și la motoarele cu condensator permanent. Același lucru se poate spune și despre schemele de conexiuni statorice.
Metoda obișnuită pentru obținerea de motoare cu două tensiuni este aceeași ca în cazul motoarelor cu condensator de pornire cu două tensiuni, reprezentat în fig. 5.2.2, cu suprimarea întreruptoroului de pornire.
Fig 5.4.1. Motor cu condensator Fig 5.4.2 Schema de cuplaj a unui motor cu
permanent, cu două tensiuni, condensator permanent cu două tensiuni, montat
montat cu autotransformator. cu bloc transfomator–condensator.
Un tip de motor cu condensator cu două tensiuni este reprezentat schematic în fig. 5.4.1. În acest caz există un singur bobinaj principal pentru funcționarea la 110 V, dacă rețeaua de alimentare este de 110V, acest bobinaj este conectat direct la linie, iar în cazul rețelei de 220 V se folosește un autotransformator coborâtor de tensiune.
Faza cu condensator, cuprinzând bobinajul auxiliar și condensatorul, funcționează întotdeauna la 220 V iar în cazul unei rețele de 110 V se folosește un autotransformator ridicător de tensiune.
O aplicație practică a acestui dispozitiv este reprezentată în fig. 5.4.2 care reprezintă schema de cuplaj a unui motor cu condensator permanent cu două tensiuni, montat cu un bloc transformator–condensator. Acest bloc reprezentat aici separat, poate tot atât de bine sa fie fixat pe motor.
Schema de cuplaj a unui motor cu condensator permanent cu două tensiuni cu conexiune serie–paralel atât pentru bobinaje cât și pentru condensatoare este reprezentată în fig. 5.4.3. Aici fiecare bobinaj este împărțit în două părți, conectate în serie (fig. 5.4.3 a) și în paralel (fig. 5.4.3 b). Condensatorul se comoune din două părți, de semenea legate în serie sau în paralel. În locul celor două elemente de condensator se poate utiliza la fel de bine un singur element și un autotransformator.
Fig.5.4.3 Schema de cuplaj a Fig 5.4.4. Motor cu condensator
unui motor cu condensator dublu, reversibil cu ajutorul
permanent cu două tensiuni unui inversor.
cu conexiunea bobinajelor și
condensatoarelor:a–serie;b–paralel.
După cum s–a arătat se pot construi motoare cu condensator permanent cu cuplu ridicat, însă cu funcționare intermitentă. Astfel de motoare sunt frecvent utilizate pentru comanda valvelor, regulatoarelor de inducție, reostatelor, reglajul sudării cu arc, etc. Pentru a simplifica în acest caz comanda de inversare a sensului de rotație se folosește schema din fig. 5.4.4, când inversorul C este în poziția 1, bobinajul A devine bobinaj principal și B cel auxiliar iar când inversorul este pe poziția 2, A devine bobinaj auxiliar și B bobinaj principal.
Deoarece sensul de rotație este întotdeauna de la bobinajul auxiliar către cel principal, rezultă că prin inversorul C se obține în mod simplu schimbarea sensului de rotație al motorului. În plus inversorul având și poziția intermediară 3, poate fi folosit și ca întreruptor. Deoarece bobinajele A și B funcționează pe rând ca bobinaj principal și auxiliar, este sunt evident identice atât ca număr de spire cât și ca secțiune.
Folosirea motorului cu condensator permanent la radiatoare suflante permite obținerea mai multor viteze. Se construiesc astfel de motoare pentru puteri de la 30…550 W cu 4,6 și 8 poli. O caracteristică a acestor motoare este posibilitatea lor de a fi montate în orice poziție ( pe sol, perete, plafon sau într–o poziție intermediară). Un sistem de amortizare izolează radiatorul de pulsațiile cu frecvență dublă a cuplului motorului, permițând astfel o acționare fără zgomot. Aceste motoare se pot folosi cu un întreruptor de linie cu o singură vitezp la rețeaua de 110 V sau 220 V, cu inversor cu două viteze pentru tensiunea de 110 V sau 220 V și în sfârșit cu un controler cu viteză reglabilă de asemenea la rețeaua de 110 V sau 220 V.
Funcționarea cu două viteze se obține la aceste motoare prin schimbarea conexiunii bobinajelor și în anumite cazuri, prin folosirea unui autotransformator exterior. Funcționarea cu viteză reglabilă se obține prin folosirea unui autotransformator cu prize sau reglabil, care permite aplicarea diverselor tensiuni la bobinajele motorului. De obicei tensiunile aplicate fazei cu condensator nu sunt identice cu cele aplicate fazei principale.
Fig. 5.4.5 Procedee de reglare a tensiunii la motoarele cu condensator și turație reglabilă.
În fig. 5.4.5 sunt reprezentate patru procedee de reglare a tensiunii la bobinajele unui motor cu condensator permanent. Astfel în fig. 5.4.5 a, este reprezentată schema folosirii unui autotransformator astfel încât tensiunea la bornele celor două bobinaje este mereu aceeași. Acest sistem nu dă în general un cuplu de pornire suficient în cazul conexiunii cu viteză mică. Fig. 5.4.5 b, reprezintă o schemă la care tensiunea bobinajului principal este variabilă în timp ce tensiunea celui auxiliar este fixă. În fig. 5.4.5 c, este reprezentată o schemă la care ambele tensiuni sunt variabile. În sfârșit în schema din fig. 5.4.5 d, este reprezentată o scădere a tensiunii bobinajului principal care coincide cu o creștere a tensiunii bobinajului auxiliar.
În fig. 5.4.6 este reprezentată curba C1 care dă variația cuplului unui motor tip cu condensator permanent, în funcție de viteză, având o tensiune normală aplicată bobinajelor și de asemenea curba cuplu–viteză a unui ventilator obișnuit C2. Viteza de funcționare a motorului acționând ventilatorul este dată de ordonata punctului A, care se află la intersecția celor două curbe, C1 și C2. Dacă se reduce tensiunea aplicată bobinajelor curba corespunzătoare a cuplului are alura C3 și punctul de funcționare trece în B. Astfel viteza de funcționare a ventilatorului se reduce cu aproximativ 25 %. Dacă se reduce și mai mult tensiunea aplicată bobinajelor curba cuplului ia forma reprezentată în C4, punctul de funcționare trece în C iar astfel viteza scade cu 50% față de situația inițială. Astfel reglajul sensibil al vitezei ansamblului motor–ventilator s–a obținut prin reglarea tensiunii de alimentare a bobinajelor. Acest sistem de reglaj se poate obține
cu una din schemele reprezentate în fig. 5.4.5.
De menționat este ca acest sistem de reglaj al vitezei se poate face între anumite limite în funcție de puterea ventilatorului. Astfel, dacă ventilatorul are o putere relativ mică în comparație cu motorul, curba ventilatorului capătă alura C5 și variația de viteză corespunzătoare celor trei tensiuni scade. Dacă puterea ventilatorului este mai are decât a motorului, curba cuplului se mută în C6 și variația de viteză corespunzătoare variației de tensiune, crește.
Cuplul de pornire corespunzător vitezei mici este inferior cuplului ventilatorului la viteza corespunzătoare. La viteza mijlocie cuplul ventilatorului reprezintă aproximativ 25 % din cel de plină sarcină, iar cuplul de pornire al motorului este inferior acestei valori.
Fig. 5.4.6 Reglarea turației unui ventilator
prin modificarea alurii caracteristicii
cuplu viteză a motorului în funcție de
tensiunea aplicată bobinajelor.
Din cauza cuplului slab de pornire, acest tip de motor se folosește numai antrenat de un motor cu condensator pentru acționări directe pe ax și nu prin curea.
Trebuie menționat și faptul că în cazul conexiunii pentru viteză mică, curbele ventilatorului și motorului se taie sub un unghi foarte ascuțit, deci caracteristicile de viteză au tendința de instabilitate și viteza este sensibiliă la variații de tensiune. În general această instabilitate este mai pronunțată la motoarele care au o alunecare relativ mică la plină sarcină.
Pe lângă aceste motoare se mai folosec ca motoare cu condensator permanent și motoarele cu două viteze cu prize de bobinaj. În acest caz variația de viteză se obține tot prin variația alunecării, însă în timp ce la motoarele studiate anterior aceasta se obținea prin variația câmpului magnetic la variația tensiunii aplicate bobinajului principal, în cazul acesta variația câmpului magnetic se obține prin schimbarea numărului de spire ale bobinajului principal, tensiunea aplicată rămânând aceeași. [12]
CAP. VI PROIECTAREA ȘI REALIZAREA UNEI FOARFECE DE TIP GHILOTINĂ ACȚIONATĂ DE UN MOTOR
ASINCRON MONOFAZAT CU CONDENSATOR PERMANENT
Componentele instalației sunt:
–platforma de susținere a instalației;
–motorul asincron monofazat cu condensator permanent;
–suportul excentricului;
–excentric;
–dispozitiv din platbandă pentru transformarea mișcării de rotație de la excentric în mișcare de translație la cuțitul superior;
–cuțitul superior;
–suportul cuțitului inferior;
–cuțitul inferior;
–ampermetru analogic;
–voltmetru analogic;
–variator de tensiune;
–întrerupător;
–carcasă de protecție a motorului.
Platforma de susținere a instalației este realizată din lemn având dimensiunile 50×43,5×4 cm.
Suportul excentricului este realizat din tablă de oțel de 2 mm având o înălțime de 30 cm, baza acestuia fiind lungă de 20 cm și lată de 6 cm.
Excentricul este realizat din tablă de oțel de 3mm având diametrul de 10 cm.
Platbanda pentru transformarea mișcării de rotație este realizată din oțel de 2,5mm având lungimea de 16 cm și lățimea de 3,5 cm.
Cuțitele sunt realizate din oțel de scule de 5 mm. Cuțitul superior are dimensiunile 24,5×3,5 cm, iar cel inferior 13×3,5 cm.
Carcasa de protecție a motorului este realizată din tablă cu grosimea 0,5 mm.
Motorul este un motor de curent alternativ monofazat cu rotorul în scurtcircuit, având condensator permanent, valoarea condensatorului fiind de 7,5μF±10%, 400
Fig. 6.1 Motorul de curent alternativ monofazat
cu rotorul în scurtcircuit cu condesator
Fig 6.2 Suportul excentricului.
Montarea excentricului
Fig 6.3 Excentricul
Montarea dispozitivului din platbandă
Fig.6.4 Dispozitiv din platbandă care
transformă mișcarea de rotație în mișcare
de translație
Fig. 6.5 Cuțitul superior
Montarea cuțitului inferior pe suport
Fig 6.6 Cuțitul inferior
Montarea suportului cuțitului inferior
Fig 6.7 Suportul cuțitului inferior.
Fig 6.8 Voltmetru analogic Fig 6.9 Ampermetru analogic.
Fig 6.10 Întrerupător Fig 6.11 Variator de tensiune
Fig 6.12 Vedere frontală a instalației
Fig.6.14 Vedere laterală a instalației
Fig 6.15 Schema instalației
VI. I Modul de funcționare
Foarfeca ghilotină este acționată de către motorul de curent alternativ monofazat (fig 6.1) prin intermediul excentricului (fig.6.3). Excentricul este acționat de către motor cu ajutorul unei curele de distribuție.
De la excentric, cuțitul superior preia mișcarea de translație cu ajutorul unei platbande (fig 6.4).
Acționarea motorului se realizează cu ajutorul unui întrerupător (fig 6.10).
Viteza motorului poate fi reglată cu ajutorul variatorului de turație (fig 6.11). Valorile tensiunii și ale curentului pot fi citite cu ajutorul aparatelor de măsură voltmetru (fig 6.8) respectiv ampermetru (fig. 6.9).
Variatorul de tensiune nu este o soluție ideală, ci este folosită din considerente economice. Folosirea variatorului de tensiune scade puterea motorului până la jumătate dar este suficient pentru a tăia o tablă de grosime mică.
Folosirea îndelungă a variatorului de tensiune poate duce la arderea motorului deoarece crește valoarea intensității curentului în înfășurări. Cea mai recomandată soluție este conectarea unui reductor mecanic, care ar păstra puterea motorului și ar mări cuplul foarfecii, astfel instalația ar putea sa taie table cu grosimi chiar mai mari decât ar putea prin conectarea directă a motorului la foarfecă.
VI.II Determinări experimentale
Pentru ca motorul să pună în mișcare întreg ansamblul, este nevoie ca să fie alimentat cu minim 100 V și 1,4 A, deci pentru ca foarfeca sa efectueze mișcarea de translație în gol este nevoie din partea motorului de o putere de minim 140 W.
S–au efectuat determinări experimentale pentru două table cu diferite grosimi, amandouă fiind din aluminiu.
Primul experiment s–a efectuat pe o tablă cu grosimea de 0,2 mm, aparatele de măsură conectate la motor înregistrând următoarele valori:
–Tensiunea minimă necesară alimentării motorului a fost de 160 V;
–Intensitatea curentului a fost de 1,8 A.
De aici rezultă că pentru ca instalația să taie o tablă de grosimea 0,2 mm este nevoie de o putere de minim 288 W.
Al doilea experiment a fost realizat pe o tablă cu grosimea de 0,1 mm, aparatele de măsură conectate la motor înregistrând următoarele valori:
– Tensiunea minimă necesară alimentării motorului a fost de 135 V;
– Intensitatea curentului a fost de 1,5 A.
Astfel rezultă că pentru ca instalația să taie o tablă de grosimea 0,1 mm este nevoie de o putere de minim 202,5 W.
Concluzii
În această lucrare am încercat să optimizez procesul de tăiere a unei table cu o foarfecă ghilotină acționată de un motor de curent alternativ monofazat cu rotorul în scurtcircuit cu condensator permanent.
Problema cea mai mare pe care am întâmpinat–o constă în faptul că puterea motorului crește proporțional cu grosimea tablei ce se dorește a fi tăiată. Pe lângă puterea motorului există necesitatea reducerii vitezei motorului. În aceast scop în această lucrare s–a folosit un variator de tensiune care reduce tensiunea până la un sfert din valoarea nominală.
Reducerea turației motorului prin reducerea tensiunii nu poate fi o soluție permanentă deoarece valoarea intensității curentului prin înfășurări crește și astfel pe termen lung există riscul arderii motorului.
Am ales această variantă deoarece a fost cea mai ieftină, dar nu și cea mai indicată.
O altă problemă care vine odată cu scăderea tensiunii la motor este faptul că va scădea și puterea motorului, astfel că va scădea și grosimea tablei care va putea fi tăiată cu foarfeca ghilotină.
Modalitatea ideală de a reduce turația motorului este prin intermediul unui reductor mecanic, care nu ar scădea puterea motorului ci din contră, grosimea tablei care ar putea fi tăiată cu foarfeca ghilotina ar putea crește.
O altă modalitate prin care se putea modifica turația motorului este prin intermediul unui variator de frecvență, aceasta fiind o soluție mai costisitoare și nu atât de bună ca un reductor mecanic.
Din ce am analizat pe parcursul experimentului am putut concluziona că montarea unui motor electric pentru angrenarea unei foarfeci ghilotină momentan nu poate satisface într–un mod optim puterea și turația cerută pentru a tăia o tablă deoarece cu cât tabla este mai groasă, cu atât motorul va trebui sa fie mai mare și echipamentele care controlează și monitorizează motorul vor fi mai scumpe.
Bibliografie
Radu Ioan–Eugen, Baban Calin–Florin, Tehnologia presării la rece , Editura Universității Oradea.
Aczel, O. Dislocațiile și frecarea internă la metale. Editura Facla, Timișoara, 1974
Drăgan, I. Tehnologia deformărilor plastice. Editura didactică și pedagogică, București, 1976.
Deutsch , I. Rezistența materialelor. Editura didactică și pedagogică, București, 1976.
Nanu, A. Tehnologia materialelor. Editura didactică și pedagogică, București, 1972.
Tabără V. și Tureac, I. Mașini pentru prelucrări prin deformare. Editura didactică și pedagogică, București, 1979.
Teodorescu, M. Bazele proceselor de deformare plastică. Litografia Universității din Galați, 1978.
Tripa, M. Rezistența materialelor. Editura didactică și pedagogică, București, 1967
Zamfir, Gh. Prese cu excentric. Editura tehnică, București, 1966.
Zgură Gh., Ciocârdia , C și Bude, G. Prelucrarea metalelor prin deformare la rece. Editura tehnică, București, 1977.
Teodorescu, M., Zgură Gh. Tehnologia presării la rece. Editura didactică și pedagogică, București, 1980.
Lăzăroiu, D. F., Sigismund Șlaiher. Mașini electrice de mică putere. Editura tehnică, București, 1973.
Florescu, A., ș.a., Știința și Tehnologia Materialelor, Editura Panfilius, Iași, 2001.
Carcea, I., Bazele elaborarii metalelor, aliajelor si superaliajelor neferoase, Ed. Performantica, Iasi, 2008.
Alexandru, A. Metalurgie fizică, Vol. 2, Editura Tehnopress, Iași, 2005.
Alexandru, I., s.a. Alegerea și utilizarea materialelor metalice, Editura Didactică și Pedagogică București, 1997.
Ioniță I., Stefan, M., Teoria solidificării metalelor, Editura Vasiliana 1998, Iași, 2002.
Mitelea, I., ș.a. Știința materialelor în construcția de mașini, Editura Sudura,Timișoara, 1999.
Dr.Ing. Vasile Braha, Dr. Ing. Gheorghe Nagîț, Sef. lucr. Dr. Ing. EdituraTehnica, Stiintifica si Didactica Iasi 2003
Iova, R., -Studiul și tehnologia materialelor, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1975.
Bădărău, Gh., Minea, A.A., Ștefan, M., Proprietățile materialelor metalice, Editura “Gh. Asachi” Iași, 2002.
Plahteanu B., Druțu C. ș.a., Mașini-unelte, Ed. Univesitatea, Chișinău, 1992.
Gheghea V. ș.a., Mașini-unelte și agregate., E.D.P., București, 1982.
Botez Emil, ș.a., Mașini-unelte, vol. 1 și 2, Ed. Tehnică, București, 1977.
Zetu D., Burlacu C. și Pleșu Gh., Mașini-unelte automate, Casa de editură "Venus" Iași, 2002.
Plahteanu, B., Druțu, C., Mașini-unelte și sisteme de mașini, Ed. Stiință, Chișinău, 1992.
http://emasiniunelte.ro/blog/category/prelucrare-tabla-si-profile/.
https://emasiniunelte.ro/168-ghilotine-manuale.
https://emasiniunelte.ro/168-ghilotine-manuale.
http://www.creeaza.com/referate/fizica/TAIEREA-LA-FOARFECI-forfecarea114.php.
Anexe
Declarația de autenticitate
Bibliografie
Radu Ioan–Eugen, Baban Calin–Florin, Tehnologia presării la rece , Editura Universității Oradea.
Aczel, O. Dislocațiile și frecarea internă la metale. Editura Facla, Timișoara, 1974
Drăgan, I. Tehnologia deformărilor plastice. Editura didactică și pedagogică, București, 1976.
Deutsch , I. Rezistența materialelor. Editura didactică și pedagogică, București, 1976.
Nanu, A. Tehnologia materialelor. Editura didactică și pedagogică, București, 1972.
Tabără V. și Tureac, I. Mașini pentru prelucrări prin deformare. Editura didactică și pedagogică, București, 1979.
Teodorescu, M. Bazele proceselor de deformare plastică. Litografia Universității din Galați, 1978.
Tripa, M. Rezistența materialelor. Editura didactică și pedagogică, București, 1967
Zamfir, Gh. Prese cu excentric. Editura tehnică, București, 1966.
Zgură Gh., Ciocârdia , C și Bude, G. Prelucrarea metalelor prin deformare la rece. Editura tehnică, București, 1977.
Teodorescu, M., Zgură Gh. Tehnologia presării la rece. Editura didactică și pedagogică, București, 1980.
Lăzăroiu, D. F., Sigismund Șlaiher. Mașini electrice de mică putere. Editura tehnică, București, 1973.
Florescu, A., ș.a., Știința și Tehnologia Materialelor, Editura Panfilius, Iași, 2001.
Carcea, I., Bazele elaborarii metalelor, aliajelor si superaliajelor neferoase, Ed. Performantica, Iasi, 2008.
Alexandru, A. Metalurgie fizică, Vol. 2, Editura Tehnopress, Iași, 2005.
Alexandru, I., s.a. Alegerea și utilizarea materialelor metalice, Editura Didactică și Pedagogică București, 1997.
Ioniță I., Stefan, M., Teoria solidificării metalelor, Editura Vasiliana 1998, Iași, 2002.
Mitelea, I., ș.a. Știința materialelor în construcția de mașini, Editura Sudura,Timișoara, 1999.
Dr.Ing. Vasile Braha, Dr. Ing. Gheorghe Nagîț, Sef. lucr. Dr. Ing. EdituraTehnica, Stiintifica si Didactica Iasi 2003
Iova, R., -Studiul și tehnologia materialelor, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1975.
Bădărău, Gh., Minea, A.A., Ștefan, M., Proprietățile materialelor metalice, Editura “Gh. Asachi” Iași, 2002.
Plahteanu B., Druțu C. ș.a., Mașini-unelte, Ed. Univesitatea, Chișinău, 1992.
Gheghea V. ș.a., Mașini-unelte și agregate., E.D.P., București, 1982.
Botez Emil, ș.a., Mașini-unelte, vol. 1 și 2, Ed. Tehnică, București, 1977.
Zetu D., Burlacu C. și Pleșu Gh., Mașini-unelte automate, Casa de editură "Venus" Iași, 2002.
Plahteanu, B., Druțu, C., Mașini-unelte și sisteme de mașini, Ed. Stiință, Chișinău, 1992.
http://emasiniunelte.ro/blog/category/prelucrare-tabla-si-profile/.
https://emasiniunelte.ro/168-ghilotine-manuale.
https://emasiniunelte.ro/168-ghilotine-manuale.
http://www.creeaza.com/referate/fizica/TAIEREA-LA-FOARFECI-forfecarea114.php.
s
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Proiectarea Si Realizarea Unui Echipament de Taiere de Tip Ghilotina (ID: 163133)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.