Proiectarea Tehnologică a unui Reper din Componența [602368]
MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE
UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIEȘTI
FACULTATEA DE INGINERIE MECANICĂ ȘI ELECTRICĂ
DOMENIUL DE LICENȚA: INGINERIE ȘI MANAGEMENT
SPECIALIZAREA: INGINERIE ECONOMICĂ ÎN DOMENIUL MECANIC
Conducător proiect: Student ă:
Șef lucr.dr.ing. LAUDACESCU Eugen LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
PLOIEȘTI
2019PROIECT
DE
DIPLOMĂ
F 270.13/Ed.2 Document de uz intern
MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE
UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIEȘTI
FACULTATEA DE INGINERIE MECANICĂ ȘI ELECTRICĂ
DOMENIUL DE LICENȚĂ: INGINERIE MECANICĂ
SPECIALIZAREA: INGINERIE ECONOMICĂ ÎN DOMENIUL MECANIC
PROIECT DE DIPLOMĂ
Conducător proiect: Student: [anonimizat]
2019
F 271.13/Ed.3 Document de uz intern
MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE
UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIEȘTI
FACULTATEA DE INGINERIE MECANICĂ ȘI ELECTRICĂ
DEPARTAMENTUL DE INGINERIE MECANICĂ
SPECIALIZAREA : INGINERIE ECONOMICĂ ÎN DOMENIUL MECANIC
Vizat Aprobat,
Facultatea I.M.E. Director de departament,
(semnătura și ștampila) Prof. univ. dr. ing. Ion NAE
PROIECT DE DIPLOMĂ
TEMA: „Proiectarea Tehnologică a unui Reper din Componența
Pompelor de Noroi 2PN400, cu Studiul Apariției Procentajului de
Rebut, respectiv a Creșterii Durabilității Acestora ”
Conducător științific:
Șef lucr.dr.ing . LAUDACESCU Eugen
Student: [anonimizat]
2019
F 272.13/Ed.3 Document de uz intern
Aprobat,
Director de departament,
–––––––––– Declar pe propria răspundere că voi elabora
personal proiectul de diplomă / lucrarea de licență /
disertație și nu voi folosi alte materiale
documentare în afara celor prezentate la capitolul
„Bibliografie”.
Semnătură studen t:
DATELE INIȚALE PENTRU PROIECTUL DE DIPLOMĂ
privind activitatea absolvent: [anonimizat] : LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
1) Tema proiectului: „Proiectarea Tehnologică a unui Reper din Componența Pompelor de Noroi
2PN400, cu Studiul Apariției Procentajului de Rebut, respectiv a Creșterii Durabilității Acestora ”
2) Data eliberării temei: 02.11.2018
3) Tema a fost primită pentru îndeplinire la data: 02.11.2018
4) Termenul pentru predarea proiectului/ lucrării: 11.07.201 9
5) Elementele inițiale pentru proiect: Rolul funcțional al pompei;
Desen de execuție pentru reperul „bielă ”
6) Enumerarea problemelor care vor fi dezvoltate: Tehnologia de realizare a reperului „ bielă”
7) Enumerarea materialului grafic (acolo unde este cazul):
Desen ul de execuție pentru reperul „ bielă”- Format A 2
Desenul de Ansamblu al Pompei
8) Consultații pentru proiect / lucrare, cu indicarea părților din pro iect care necesită consultarea: lunar, la
fiecare capitol
Conducător științific: Student:
Șef lucr. dr. ing. LAUDACESCU Eugen LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Semnătura: Semnătura:
UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIEȘTI
FACULTATEA: INGINERIE MECANICĂ ȘI ELECTRICĂ
DOMENIUL DE INGINERIE MECANICĂ
SPECIALIZAREA: INGINERIE ECONOMICĂ ÎN DOMENIUL MECANIC
F 273.13/Ed.3 Document de uz intern
APRECIERE
privind activitatea absolventului: LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
în elaborarea p roiectului de diplomă cu tema:
Proiectarea Tehnologică a unui Reper din Componența Pompelor de Noroi 2PN400, cu Studiul Apariției
Procentajului de Rebut, respectiv a Creșterii Durabilității Acestora .
Nr.
crt. CRITERIUL DE APRECIERE CALIFICATIV
1. Documentare, prelucrarea informațiilor din bibliografie E
2. Colaborarea ritmică și eficientă cu conducătorul temei proiectului de diploma /
lucrării de licență E
3. Corectitudinea calculelor, programelor, schemelor, desenelor, diagramelor și
graficelor E
4. Cercetare teoretică, experimentală și realizare practică E
5. Elemente de originalitate (dezvoltări teoretice sau aplicații noi ale unor teorii
existente, produse informatice noi sau adaptate, utile în aplicațiile inginerești) FB
6. Capacitate de sinteză și abilități de studiu individual E
CALIFICATIV FINAL E
Calificativele pot fi: nesatisfăcător/satisfăcător/bine /foarte bine /excelent .
Comentarii privind calitatea proiectului/lucrării:
Lucrarea răspunde temei propuse și se încadrează în cerinț ele privind nivelul științific ale unui proiect de
diplomă, respectiv în regulile de tehnoredactare primite.
Data: 11.07.2019
Conducător științific
Șef lucr. dr. ing. LAUDACESCU Eugen
UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIEȘTI
FACULTATEA: INGINERIE MECANICĂ ȘI ELECTRICĂ
DOMENIUL: INGINERIE MECANICĂ
SPECIALIZAREA: INGINERIE ECONOMICĂ ÎN DOMENIUL MECANIC
F 269.13/Ed.3 Document de uz intern
UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIESTI
FACULTATEA: INGINERIE MECANICĂ ȘI ELECTRICĂ
DOMENIUL: INGINERIE MECANICĂ
SPECIALIZAREA : INGINERIE ECONOMICĂ ÎN DOMENIUL MECANIC
FORMA DE ÎNVĂȚĂMÂNT: IF
De acord,
Decan
Domnule Decan,
Subsemnat a LĂCĂTUȘ L. Maria -Emilia absolvent ă a Facultății INGINERIE MECANICĂ ȘI
ELECTRICĂ , prom oția 2019, vă rog să -mi aprobați înscrierea la examenul de diplomă din sesiunea Iulie 2019.
Declar pe propria răspundere următoarele:
– documentele depuse în dosar sunt autentice;
– am elaborat personal proiectul de diplomă/lucrarea de licență/disertație cu respectarea prevederilor
Legii nr. 8/1446 privind dreptul de autor și drepturile conexe, astfel cum a fost modificată ulter ior, și nu
am folosit alte materiale documentare în afara celor prezentate la capitolul „Bibliografie”;
– varianta electronică de pe CD -ROM a proiectului de diplomă/lucrării de licență/disertație include
conținutul proiectului/lucrării în format PDF neprotej at (care să permită accesarea textului) și nescanat.
Data
11.07.2019
Absolvent ă,
LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
_______________________
Domnului/Doamnei Decan al Facultății de Inginerie Mecanică și Electrică,
Universitatea Petrol -Gaze din Ploiești .
Ploiești 2019 pag. 6
CUPRINS
INTRODUCERE ……………………………………………………………………………………………….. 7
1.TIPURI DE INSTALAȚII DE FORAJ 8
1.1. Generalități ……………………………………………………………………………………………………… 8
1.2 Componența instalațiilor de foraj ………..…… 9
1.3 Analiza constructivǎ și funcționalǎ a utilajului 11
1.4 Caracteristici tehnice 12
1.5. Aspecte privind exploatarea și întreținerea utilajului 12
1.6 Descrierea și parametrii funcționali ai pompelor de noroi 13
2. ANALIZA CARACTERISTICILOR MATERIALULUI PIESEI ȘI ALEGEREA
SEMIFABRICATULUI 15
3. PROIECTAREA SUCCESIUNII AȘEZĂRILOR ȘI FAZELOR PENTRU TOATE
OPERAȚIILE DE PRELUCRARE MECANICĂ – FILMUL TEHNOLOGIC 16
3.1 Mașini -unelte și scule așchietoare utilizate la realizarea reperului bielă 16
3.2 Filmul tehnologic de realizare a reperului bielă 21
4. DETERMINAREA PARAMETRILOR DE REGIM PENTRU OPERAȚIILE DE
PRELUCRARE MECANICĂ A PIESEI 27
5. NORMAREA TEHNICĂ A OPERAȚIILOR TEHNOLOGICE 32
5.1. Structura normei de timp 32
5.2 Determinarea timpului de bază 35
5.2.1 Determinarea timpului de bază la frezarea frontală de degroșare (fazele 1 și 2) 35
5.2.2 Determinarea timpului de bază la frezarea interioară de degroșare cu cuțit (fazele 3
și 4) 37
5.2.3 Determinarea timpului de bază la frezarea frontală de finisare (fazele 12 și 13) 38
5.2.4 Determinarea timpului de bază la frezarea inter ioară de finisare cu cuțit (fazele 14
și 15) ……………………………………………………………… 39
5.2.5 Determinarea timpului de bază la frezarea interioară profilată de finisare cu cuțit
(faza 18) 40
6. TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A REPERULUI BIELĂ, UTILIZÎND
METODOLOGIA SPECIFICĂ MAȘINILOR -UNELTE CU COMANDĂ NUMERICĂ 42
7. STUDIUL APARIȚIEI PROCENTAJULUI DE REBUT LA REALIZAREA
SUPRAFEȚEI AFERENTĂ DIMENSIUNII Ø 250 H6 mm 45
8. CĂI DE CREȘTERE A REZISTENȚEI LA COROZIUNE ÎN SISTEMUL DE
CIRCULAȚIE AL SONDELOR DE FORAJ 50
8.1 Generalități asupra sistemului de circulație al sondelor de foraj 50
8.2 Structura sistemului de circulație si modul de lucru 52
8.3 Activitatea coroziv ă a mediului de lucru în cadrul sistemului de circulație 52
8.4 Comportare la coroziune, influența factorilor de lucru și mijloacele de creștere a rezistenței
la coroziune a elementelor componente din cadrul sistemului de circulație al sondelor de foraj 55
8.5 Manifoldul de aspirație și de refulare 59
8.6 Căile și mijloacele de creștere a durabilității sistemelor hidraulice ale pompelor de foraj …. 60
CONCLUZII GENERALE 65
ANEXE …………………………….…………………. 67
BIBLIOGRAFIE ……………………………………………………….…….………………… 75
Ploiești 2019 pag. 7
INTRODUCERE
Petrolul a fost cunoscut de mult timp, însă extracția lui pe scară industrială a început
cu aproximativ două sute de ani în urmă. Condițiile de exploatare a țițeiului s -au schimbat în
decursul anilor, în raport cu adâncimile straturilor petrolifere și prop rietățile acestora.
La început, țițeiul era extras de la adâncimi reduse și din zăcăminte foarte bogate, încât
forajul cât și extracția nu au pus probleme prea complicate, putând fi rezolvate cu utilaje
simple.
Odată cu epuizarea zăcămintelor bogate de suprafață, a apărut necesitatea de a explora
și valorifica câmpuri petrolifere la adâncimi din ce în ce mai mari și în zone îndepărtate și
ostile activității umane (figura 1), [1], ceea ce a impus o perfecționare continuă a
tehnologiei forajului și extrac ției, precum și utilizarea unor utilaje mai perfecționate, mai
complexe și cu o productivitate din ce în ce mai mare.
a – platformă pentru foraj marin b – instalație de foraj pe insula de gheață
c – instalație de foraj în deșert d – instalație de foraj în zona de coastă
Fig. 1 – Tipuri de instalații de foraj , [ 1 ]
În construcția actuală a utilajului petrolier se introduce din ce în ce mai mult
mecanizarea și automatizarea diferitelor operații, cu scopul realizării în condiții cât mai bune
a unei anumite tehnologii date, precum și al eliminării eforturilor fizice ale personalului de
deservire -figura 2.
Fig. 2 – Cabine de control pentru instalații de foraj automatizate
Ploiești 2019 pag. 8
1. TIPURI DE INSTALAȚII DE FORAJ
1.1. Generalități
În industria petrolului, activitatea de foraj ocupă un loc important.
Se sapă sonde de diferite adâncimi, începând de la câteva zeci de metri și depășind
15000 m. Durata de foraj variază, de la câteva ore, la cele de mică adâncime pentru
prospecțiuni sei smice, respectiv de la câteva zile la mai multe luni și în unele cazuri peste un
an.
Durata de săpare a unei sonde influențează în mare măsură prețul de cost pe metru
forat, de aceea se observă o scădere continuă a timpului necesar pentru forarea diverse lor
sonde, de exemplu săparea unei sonde de 3000 de metri adâncime , în numai 3 zile.
Instalația de foraj reprezintă ansamblul principal, care realizează rotirea
garniturii împreună cu sapa sau carotiera, circulația fluidului de foraj, extragerea și
introducerea pașilor de prăjini și introducerea coloanei de tubaj.
Instalațiile pentru forajul de explorare sau pentru adâncimi începând de la circa 1000
m, pot fi realizate ca unități mobile, montate pe semi -remorci cu pneuri figura 1.1, sau sub
forma unor ansambluri de agregate, ce se montează la fiecare locație, destinate săpării unor
sonde la adâncimi mai mari figura 1.2.
Fig. 1.1 – Instalație de foraj semi -automată mobilă
Fig. 1.2 – Instalație de foraj modulară
Construcțiile metalice ale instalațiilor, care se asamblează la fiecare locație,
sunt realizate astfel încât durata de monta j să fie cât mai scurtă. Astfel turlele au părăsit
forma clasică piramidală, având în prezent forma unui mast, compus din câteva tronsoane,
care se asamblează în poziție orizontală și se ridică în stare complet montată cu troliul
instalației.
În ansamblul instalațiilor de foraj, sistemul de acționare este un factor important, care
influențează forma lor constructivă. Pe lângă sistemul Diesel -hidraulic, care este singurul
Ploiești 2019 pag. 9
utilizat la instalațiile transportabile, se utilizează si sistemul Diesel -electric, în special la
instalații pentru forajul pe mare sau la cele de mare adâncime.
Fluidul de foraj joacă un rol din ce în ce mai important în tehnologia modernă de
săpare a sondei.
În obținerea unor indici de foraj ridicați, o contribuție deosebită o aduc pom pele de
noroi, care trebuie să realizeze presiuni din ce în ce mai mari și debite corespunzătoare unei
spălări eficace a tălpii sondei.
Această lucrare urmărește proiectarea tehnologiei de fabricație a principalelor
elemente ale unei pompe de noroi eficie nte din punct de vedere constructiv și funcțional cu
studiul căilor de creștere a durabilității acesteia.
1.2 Componența instalațiilor de foraj
În general, o instalație de foraj (fig. 1.3) se compune din următoarele subansamble,
[2] :
– turla, mast sau trepied;
– instalațiile de manevră: troliu, sistemul geamblac -macara, cablu;
– instalațiile de rotire sau utilajul de percuție, la instalațiile mecanice;
– instalațiile de circulație a fluidului de foraj la instalațiile hidraulice;
– instalațiile de fo rță la instalațiile semi -mecanice și mecanice;
– organe de transmisie, de comandă, de măsură și control.
• Utilajul de circulație este format din:
– pompele de noroi care refulează fluidul de foraj, cu presiune, prin interiorul garniturii;
– manifoldul de aspirație prin care trece fluidul de foraj aspirat din habă în pompa;
– manifoldul de refulare prin intermediul căruia fluidul de foraj refulat de pompe ajunge în
încărcătorul care face legătura între conducta de ref ulare și furtunul de foraj;
– furtunul de foraj mijlocește trecerea fluidului de foraj din încărcător în interiorul capului
hidraulic;
– instalația pentru depozitarea, prepararea și curățirea fluidului de foraj (habe, jgheaburi, site
vibratoare, hidrocicl oane);
Sistemul de circulație – asigură circulația fluidului de foraj în sondă.
• Componentele de interior cuprind:
– coloana de tubaj;
– garnitura de foraj;
– instrumentele de dislocare;
Ciclul de foraj cuprinde succesiunea operațiilor executate de la montarea unei instalații
pe o locație și până la demontarea și transportul spre o altă locație.
Acesta poate cuprinde:
Ploiești 2019 pag. 10
– lucrări de suprafață – amenajarea terenului, montajul instalației de foraj și anexelor;
– lucrări pregătitoare – verificarea stării de funcționare a utilajelor, săparea și consolidarea
găurii prăjinii pătrate;
– săparea găurii de sondă – sau forajul propriu -zis, cuprinde un ciclu de operații repetat la
fiecare introducere a unei sape noi în locul celei uzate și a garniturii de prăjini până în talpa
sondei.
Pe măsura adâncirii sondei, la garnitura de foraj se adaugă o nouă prăjină de foraj
(„bucata de avansare”). O viteză mică de avansare poate indica uzarea sapei.
– extrag erea garniturii se face în „pași” (câte 2 -3 prăjini), care se sprijină în turlă, la pod.
Toate manevrele se execută cu ajutorul sistemului de manevră și a mesei rotative (cap rotativ).
– lucrări de consolidare și izolare a găurii de sondă – forarea începe cu o sapă cu diametru
mare, se sapă o porțiune, se tubează prima coloană (coloana de ancoraj) și se cimentează în
spatele coloanei. Se continuă forajul cu o sapă cu diametru mai mic. Funcție de scopul sondei
și funcție de condițiile geologice (natura rocil or, tectonica regiunii) după coloana de ancoraj
se tubează direct coloana de exploatare, sau 1 -2 coloane intermediare și apoi coloana de
exploatare.
– tubarea este operațiunea de introducere a unor burlane de oțel în gaura de sondă. Burlanele
se cimentează în spate în totalitate, sau parțial, pe o anumită înălțime de la talpă.
– operații de investigare – la forarea unei sonde, înainte de operațiunea de tubare se pot
executa diferite investigații geofizice de tipul carotaj electric, carotaj radioactiv,
caver nometrie, măsurători de deviație, etc.
– lucrări de punere în producție – au loc la forajele executate în scopul exploatării unor resurse
(hidrocarburi). Sunt specifice la forajele hidrogeologice, sau lipsesc la forajele de cercetare și
la unele dintre cele speciale.
– lucrări de demontare și transport – reprezintă etapa de fin alizare a forajului.
– lucrări de instrumentație – sunt lucrări speciale executate pentru rezolvarea unor accidente în
gaura de sondă (prinderi la puț, ruperi de prăjini etc.). Acestea se execută cu ajutorul unor
scule de instrumentație.
Unele etape pot să fie suprimate (consolidare și izolare, investigare) funcție de scopul
forajului.
Ploiești 2019 pag. 11
Fig. 1.3 – Componenta instalațiilor de foraj
1.3 Analiza constructivǎ și funcționalǎ a utilajului
Pompa de noroi 2PN -400 se monteazǎ în cadrul instalațiilor de foraj care sapǎ sonde
cu adâncimi mari și este destinatǎ asigurǎrii circulației noroiului de foraj la talpa sondei,
inclusiv antrenarea turbinei de foraj în cazul forajului cu turbinǎ.
Montatǎ în cadrul unui grup motopompǎ cu a cționare electricǎ, poate fi utilizatǎ ca
pompa suplimentarǎ în instalațiile de foraj sau la pomparea unor fluide similare noroiului de
foraj.
Rolul pompelor de noroi:
Pompele de foraj sunt destinate pentru pomparea lichidului de spălare la fundul sonde i
în timpul forajului sondelor pe uscat și apă, pentru acționarea turboforezei, scoaterea
materialului mărunt de foraj (detritusului) de la talpa sondei.
Pompa de noroi se compune din urmǎtoarele subansamble principale:
– partea hidraulicǎ;
– mecanismul motor;
– circuitul de ungere;
– frema pompei.
Partea hidraulicǎ este compusǎ din urmǎtoarele elemente importante:
– Douǎ corpuri hidraulice în care se gǎsește câte o cǎmașǎ în care culiseazǎ pistonul;
– Supapele care dirijeazǎ sensul deplasǎrii lichidului;
– Colectorul de aspirație care conduce fluidul spre cele patru camere de aspirație ale
corpurilor hidraulice și este prevǎzut cu amortizor de pulsații;
– Colectorul de refulare leagǎ cele douǎ corpuri hidraulice și permite racordarea
pompei la conducta de refulare.
Mecanis mul motor transformǎ mișcarea de rotație a arborelui de intrare într -o
mișcare de translație a pistonului și se compune din urmǎtoarele elemente:
– arborele de intrare (se sprijinǎ pe doi rulmenți radiali cu role cilindrice);
Ploiești 2019 pag. 12
– arborele cotit se sprijinǎ pe ru lmenții oscilanți cu role; este asamblat cu ajutorul
unor șuruburi cu coroana dințatǎ;
– bilele sunt montate pe arborele cotit prin intermediul rulmenților cu role;
– capul de cruce este prevǎzut cu un bolț montat pe rulmenții radiali cu role
cilindrice;
– tija de prelungire face legǎtura capului de cruce cu tija pistonului;
Frema pompei se compune din:
– frema sudatǎ ce constituie carcasa mecanismului motor, suportul pǎrții hidraulice
și baia de ulei pentru ungerea mecanismului și a tijelor pistoanelor;
– capac ul fremei care optureazǎ deschizǎtura fǎcutǎ în fremǎ pentru introducerea
mecanismului motor.
Circuitul de ungere se compune din douǎ circuite:
– unul pentru ungerea mecanismului motor;
– celǎlalt pentru ungerea presetupelor.
1.4 Caracteristici tehnice
Partea de transmisie:
Puterea nominalǎ la axul de intrare: 400 CP
Turația nominalǎ la axul de intrare: 350 rot/min
Turația nominalǎ a arborelui cotit: 300 rot/min
Felul angrenajului: cu dantura în V
Partea de lichid:
Numǎrul de cilindri în paralel: 2
Diametrul exterior al cǎmǎșii cilindrului: 210 mm
Diametrul interior minim al cămășii: 200 mm
Cursa pistonului: 305 mm.
Dimensiuni de legǎturǎ:
Aspirație: flanșǎ de 10 in ch
Refulare: flanșǎ de 4 inch
Dimensiuni de gabarit:
Lungime: 3890 mm
Lǎțime: 1412 mm
Înalțime: 1540 mm
Masǎ: 8900 Kg
1.5. Aspecte privind exploatarea și întreținerea utilajului
Înainte de pornirea pompei se fac obligatoriu urmǎtoarele operațiuni:
Ploiești 2019 pag. 13
– controlul asupra elementelor de transmisie;
– se deschid toate capacele de la supapǎ și pistoa ne, se controleazǎ și eventual se
curǎțǎ interiorul pompei;
– se deschid toate capacele de vizitare, se controleazǎ piesele mobile, se curǎțǎ și se
pun la loc capacele;
– se strâng toate șuruburile și piulițele;
– înainte de a fi pusă sub sarcină, pompa este lăs ată să funcționeze în gol timp de 15
minute vara și cel puțin 25 minute iarna, după care se va opri și se va controla încălzirea
pieselor în mișcare, care nu trebuie să depășească cu mai mult de 40 °C temperatura mediului
ambiant.
În timpul funcționării se va urmări:
– funcționarea corectă a supapelor și pistoanelor, acestea se observă după zgomot și
după pulsațiile exagerate și bruște ale acului indicator al manometrului;
– etanșeitatea perfectă a presetupelor, capacelor și a tuturor îmbinărilor la partea
hidraulică;
– etanșeitatea capacelor carcaselor de la mecanismul motor și circuitul de ungere;
– încălzirea rulmenților care nu trebuie să depășească cu mai mult de 40 °C
temperatura mediului ambiant.
Pentru a asigura o funcționare corectă a pompei, personalul de î ntreținere va respecta
următoarele instrucțiuni:
– o dată cu schimbarea pistoanelor cu diametre diferite trebuie reglată și supapa de
siguranță;
– periodic se controlează starea transmisiei mecanice;
– o atenție deosebită trebuie acordată rulmenților; existența trepidațiilor capului bilei
sunt indicii pentru apariția unor jocuri nepermise la rulmenți; în cazul acesta pompa se oprește
și se verifică jocurile;
– pistoanele și scaunele supapelor se scot numai cu dispozitivele livrate odată cu
pompa.
1.6 Descrierea și parametrii funcționali ai pompelor de noroi
În ultimii douăzeci de ani, puterea medie pe instalația de foraj a crescut cu mai mult
decât dublu. Cauza principală a fost utilizarea unor pompe de noroi din ce în ce mai mari care
s-au dovedit eficace nu nu mai pentru mărirea vitezelor de foraj, ci și pentru promovarea unei
tehnici superioare în folosirea și valorificarea eficienței noroaielor de foraj.
Parametrii pompelor de noroi cresc într -un ritm de aproximativ 10 % pe an, iar
necesitatea construirii d e pompe de noroi, cu performanțe ridicate, apare în medie tot la trei
ani.
Ploiești 2019 pag. 14
Principalul element care determină adoptarea unor soluții noi în construcția pompelor
de noroi este presiunea de lucru. La valorile sale actuale de aproximativ 300 daN/cm² se ridic ă
probleme deosebit de grele în ceea ce privește etanșarea, durata de lucru a pieselor de uzură
rapidă (pistoane, cămăși, supape, tije de pistoane și presetupe) și rezistența la oboseală a
cilindrilor pompelor.
Problemele care apar la presiunile mari de funcționare sunt mai greu de rezolvat la
pompele cu pistoane cu dublu efect, decât la pompele cu simplu efect și cu toate acestea
primele sunt și în prezent cele mai utilizate.
Eliminarea pistonului convențional, prin fabricarea pompelor cu plungere și cu
pistoane cu simplu efect, este calea spre simplificarea problemelor pe care le ridică etanșarea
sistemului piston -tijă la presiuni de lucru ridicate.
Astfel, la acestea se pune numai problema etanșării plungerului sau a pistonului în
comparație cu pompele convenționale unde există problema etanșării , atât a pistonului , cât și
a tijei sale.
Folosirea unor curse mai mici la pompele cu plungere sau cu pistoane cu simplu efect,
permit funcționarea acestora la viteze mai mari, constituind astfel o cale spre re ducerea
greutății.
Durata de funcționare a pieselor de uzură este elementul cu ceea mai mare influen ță
asupra posibilităților de folosire extensivă a pompelor de noroi.
Din cercetările efectuate rezultă că cel mai solicitat organ al pompelor este pistonu l.
Îmbunătățirea sau înlocuirea lui prin plungere constituie deci calea spre reducerea substanțială
a timpilor de nefuncționare a pompelor.
Cercetările au arătat că una din principalele cauze este refularea alternativă a buzelor
de etanșare ale pistoanelor în spațiul liber din corpul pistonului și cămașa cilindrului. Pentru
preîntâmpinarea acestui fenomen una din firmele care fabrică pistoane a elaborat soluția cu
inel din material plastic, montat pe partea cu inserții din pânză in imediata apropiere a
corpului pistonului prin care se evită refularea cauciucului în spațiul dintre piston și cămașa.
O altă cauză care contribuie la uzarea garniturilor pistoanelor este încălzirea acestora
datorită frecărilor cu cămașa si temperaturii noroiului.
Una din probleme le importante ale exploatării pompelor de noroi este posibilitatea
schimbării rapide și cu eforturi fizice nu prea mari a pieselor de mare uzură.
Datorită eforturilor mari la care sunt supuse îmbinările pe con, acestea se blochează
puternic și ca atare de sfacerea lor nu se poate executa decât cu dispozitive speciale. Un alt
impediment în fabricarea pompelor de mare presiune este dificultatea realizării prin procedeul
turnării, a unor corpuri de cilindru care sa reziste în timp la solicitările mari și pulsa torii la
care sunt supuse în timpul funcționării. Siguranța pe care o oferă azi procedeele de sudare,
diferența care există între calitatea și compactitatea oțelului forjat fața de cel turnat, a
determinat firmele din străinătate să treacă la execuția forj at-sudat a acestor corpuri.
Calitatea și siguranța obținută în exploatare a acestora permite firmelor respective să
garanteze azi buna lor funcționare timp de 5 ani.
Ploiești 2019 pag. 15
2. ANALIZA CARACTERISTICILOR MATERIALULUI PIESEI ȘI
ALEGEREA SEMIFABRICATULUI
Se alege semifabricatul (fig. 2.1):
Fig. 2.1 Semifabricatul
Compoziția chimică și caracteristicile fizico -mecanice pentru materialul
T35MoCrNi08, STAS 1773 -80, din care este fabricată piesa, sunt prezentate în tabelul 2.1,
respectiv 2.2.
Tabelul 2.1 Compoziția chimică (în %) a materialului T35MoCrNi08
C Si Mn Ni P S Cr Mo
0,3….0,4% Max
0,4% 0,5….0,8% 0,6….1% Max
0,03% Max
0,03% 0,6….1% 0,15….0,25%
Tabelul 2. 2 Caracteristicile fizico -mecanice ale materialului T35MoCrNi08
Proprietăți mecanice Valori ale durității
Rezistența
mecanică R m
(N/mm2
MPa) Limita de
curgere
Rp 0.2
(N/mm2) A
(%) Z
(%) KV
(J)
la 30 șC Brinell
(penetrator
– bilă din
carbură de
wolfram)
HBW Rockwell
(penetrator –
bilă de oțel)
HRB Vickers
HV
650 450 15 ≤ 50 28 220 ≥ 90 ≥ 200
Ploiești 2019 pag. 16
3. PROIECTAREA SUCCESIUNII AȘEZĂRILOR ȘI FAZELOR
PENTRU TOATE OPERAȚIILE DE PRELUCRARE MECANICĂ –
FILMUL TEHNOLOGIC
3.1 Mașini -unelte și scule așchietoare utilizate la realizarea reperului bielă
Caracteristicile tehnice principale ale mașinilor -unelte, de alezat și frezat Cer ruti
A95 ( mașina este de tip „ bohrwerk ”), de frezat universale , respectiv de găurit G40, pe
care se va realiza piesa, sunt prezentate în tabelele 3.1, 3.2, 3.3.
Tabelul 3.1 Caracteristicile tehnice principale al e mașinii -unelte de alezat și frezat Ceruti A95
Diametrul fusului principal, min 100
Diametrul max. de strunjit plan, mm 500
Cursa max. a fusului, mm 760
Distanța m ax. între platou și păpușa mobilă, mm 2000
Poziția inferioară a fusului, mm 0
Puterea motorului, kW 11
Poziția superioară a fusului, mm 1250 Dimensiunile masei, mm 1200 x 1200
Cursa mesei în direcția fusului, mm 2800
Cursa mesei perpendiculară pe fus, mm 2000
Conul morse al fusului 5
Puterea motorului, kW 11 Valorile standardizate ale avansului pe rotație (longitudinal sau transversal),
pentru pinola mașinii, mm/rot
0,06; 0,12; 0,24; 0,48; 0,96; 0,08; 0,16; 0,32; 0,64; 1,28; 0,10; 0,20; 0,40;
0,80; 1,60; 0,14; 0,28; 0,56; 1,12; 2,24; 0,18; 0,36; 0,72; 1,44; 2,88; 0,22;
0,44; 0,88; 1,76; 3,52.
Nr. de rotații pe minut al
fusului 3,2
35,5
315 4,5
45
450 6,3
50
630 9
63
900 11,2
80
1250 12,5
90 16
112 18
125 22,4
160 25
180 31,5
224
Vitezele de avans ale
fusului mesei, mm/min 4
28
87
170
310
500 5
30
90
175
320
560 7
35
94
188
345
620 9
40
100
190
350
640 10
47
106
200
375
690 12
50
110
213
380
700 14
53
119
230
400
750 15
55
120
238
425
800 18
60
125
240
440
850 20
70
140
250
475
880 26
80
160
280
480
950
Tabelul 3.2 Caracteristicile tehnice principale ale mașinii -unelte de frezat 3DEFW 320 x 1250
Tipul
mașinii Caracteristici
principale, mm Turația axului principal,
rot/min Avansul mesei, mm/min
Longitudinal Transversal Vertical
3DEF
W S = 320 x 1250
L = 700
N = 7 kW 30
75
190
475
1180 37,5
95
235
600
1500 47,5
118
300
750
– 60
150
375
950
– 19
47,5
118
300
750 23,5
60
150
375
950 30
75
190
475
– 37,5
95
235
600
– 19
47,5
118
300
750 23,5
60
150
375
950 30
75
190
475
– 37,5
95
235
600
– 1/3 din
avansul
longitudi
nal
Tabelul 3.3 Caracteristicile tehnice principale ale mașinii de găurit G40
Uzina constructoare
și modelul Caracteristici principale, mm Turația axului principal,
rot/min Avansuri,
mm/rot
G40 D = 50; S = 220; L = 315; N = 3 kW 40; 56; 80; 112; 160; 224; 315;
450; 630; 900; 1250; 1800 0,10; 0,13; 0,19; 0,27; 0,32;
0,53; 0,75; 1,06; 1,5
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria – Emilia
Ploiești 2019 pag. 17 Tabelul 3.4 Parametrii sculei de frezat frontal și plăcuța aferentă
CD
Schița sculei așchietoare Cod de
catalog Dimensiuni
5mD
2cD
1l n
160
160Q40 –
13M 10 40 174,08 63 9600
Schița plăcuței Cod de c atalog vc fz
R245 -12T3M -PM 4230 250 0,21
Tabelul 3.5 Cuțit interior și plăcuța aferentă
Forma plăcuței Schița sculei așchietoare Cod de c atalog Dimensiuni [mm]
2020k11 h
1h b
1I
3I
1f
5rh
1)
cr
20 20 20 125 30,1 25 – 0,8
Două fețe Schița plăcuței Cod de comandă
GC1105
GC1115
H13A
pa mm
nf mm/r ot Viteza de așchiere vc,
m/min
GC1115
DNMG 15 06 04 -QM 2,4 (1 -4) 0,2 (0,18 -0,3) 55
Tabelul 3.6 Freză cilindro -frontală Ø 20 și plăcuța aferentă
CD
Schița sculei așchietoare Cod de
comandă Dimensiuni
5mD
1l
3l
maxn
20
490-020C3 –
08L 32 80 40 48500
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria – Emilia
Ploiești 2019 pag. 18
Schița plăcuței Dispunere simetrică a
dinților frezei (M)
Grupa P Cod de comandă vc fz
490R -140408M -PM 4240 230 0,15
Tabelul 3.7 Parametrii burghiului Ø 16,00
CD
mm Schița sculei așchietoare
mdm Cod de comandă GC1220
1)0
2)1 2 – 3 x
CD
2I
4I
6I
16,00
16,0 1600 -x0-AyA 178 105 128
Tabelul 3.8 Cuțit interior
mD
2)min
ra Schița sculei așchietoare Cod de comandă
mdm
1f h
1h
1I
3I
6I
32 8
R/LAG123J 08 –
25B 25 19.75 – – 200 35 9 5.0
Tabel 3.9 Parametrii sculei de frezat pentru debitare și plăcuța aferentă
Lățime
fantă
pa
max. Schița sculei așchietoare
cD
[mm] Cod de
comandă Dimensiuni [mm]
ra
mdm Dim. scaun E
kwB
maxD
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria – Emilia
Ploiești 2019 pag. 19
2.7
250 330.20 –
250040 -240 21 1.5 87 50 40 8 12 320
Dimensiune
scaun Schița sculei așchietoare Cod de comandă P Dimensiuni [mm]
al
1l
1S
pa
40
330.20 -250040 -240 10 4.12 12.8 7.16 0.3
Tabelul 3.10 Parametrii burghiului Ø 26 mm
Mărime = Ø D Schița sculei
așchietoare
26 mm
135 mm
Tabelul 3.11 Parametrii burghiului Ø 6,5 mm
CD
mm Schița sculei așchietoare (burghiu)
mdm Cod de
comandă GC1220
1)0
2)1
6 – 7 x
CD
l2 l4 l6
6.50
8.0 0650 -x0-AyA 105 49 59
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria – Emilia
Ploiești 2019 pag. 20 Tabelul 3.12 Parametrii burghiului Ø 4,80
CD
mm Schița sculei așchietoare
mdm Cod de comandă GC1220 2 – 3 x
CD
l2 l4 l6
4,80
6,0 0480 -x0-A1A 66 18 28
Tabel 3.13 Tarod M 6
M Schița sculei așchietoare
M6
1,00 80 6,0 4,9 50
Tabel 3.12 Tarod M 20
M Schița sculei așchietoare
20 x 1,5 125 16,0 12,0 18,50
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 21 3.2 Fi lmul tehnologic de realizare a reperului bielă
În tabelul 3.13 este redat filmul tehnologic.
Tabel 3.13 Filmul tehnologic
Operația Așezarea Faza Denumirea fazei Scula așchietoare Schița așezării M.U. și
S.D.V. -uri
I A 1 Frezare frontală de degroșare
suprafața S 1, la cota h = 98 mm Freză frontală
(cap de frezat)
cu D c = 160 mm
Mașină de alezat și frezat
CERRUTI A95
(bohrwerk), Micrometre
de adâncime, respectiv
interior 2 Frezare frontală de degroșare
suprafața S 2, la cota h = 103 mm
3 Frezare degroșare
interior suprafața S 3, la ϕ 95 mm Cuțit de interior ,
fixat excentric 4 Frezare degroșare
interior suprafața S 4, la ϕ 249 mm
B 5 Frezare degroșare
frontal suprafața S 5, h = 96 mm Freză frontală
(cap de frezat)
cu D c = 160 mm 6 Frezare degroșare frontal suprafața S
6, la cota h = 101 mm
I C 7 Frezare locaș Ø 20, suprafața S 7 Freză cilindro –
frontală ϕ 20
mm
Mașină de alezat și frezat
CERRUTI A95
(bohrwerk), Micrometre
de adâncime, respectiv
interior
8 Frezare locaș Ø 20, suprafața S 8
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 22 I C 9 Găurire 1 (suprafața 9) ϕ 16 mm Burghiu ϕ 16
mm
Mașină de alezat și frezat
CERRUTI A95
(bohrwerk)
10 Găurire 2 (suprafața 10) ϕ 16 mm
II
A
11 Tratament termic
a. Călire într -un mediu de răcire
(apă);
b. Revenire înaltă (răcire în aer)
I
D
12 Frezare frontală de finisare suprafața
S 1, h = 95,5 mm
Freză frontală
cu ϕ 160 mm
Mașină de alezat și frezat
CERRUTI A95
(bohrwerk) 13 Frezare frontală de finisare suprafața
S 2, la cota h = 100,5 mm
14 Frezare interioară de finisare
suprafața S 3, la ϕ 960,022 mm Cuțit de interior ,
fixat excentric
15 Frezare interioară de finisare
suprafața S 4, la ϕ 2500,029 mm
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 23 E 16 Frezare frontală de finisare suprafața
S 5, h =
0,036
0,07195
mm Freză frontală
17 Frezare frontală de finisare suprafața
S 6, la cota h =
0,036
0,071100
mm
18 Frezare canal inelar central (S 7) cu
lățimea de 8 mm și adâncimea de 2
mm, pe alezajul de ϕ 2500,029 Cuțit de interior
profilat , fixat
excentric
III
A
19
Debitare (semifinisare) Suprafața S 8 Freză disc cu
grosimea de 2,7
mm
Mașină de frezat
universală 3DEFW 400 x
1650
IV A 20 Lărgire suprafețele S 9 și S 10, la
cota ϕ 26 mm Burghiu
monobloc ϕ 26
mm
Mașină de găurit MG 40
21 Filetare M 20 x 1,5, la S 9 și S 10 Tarod M 20 x
1,5
22 Găurire 2 x ϕ 4,8 mm Burghiu ϕ 4,8
23 Filetare 2 x M 6 x 1,0 Tarod M 6 x 1,0
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 24
B 24 Găurire ϕ 6,5 mm, suprafața S 11, la
unghiul de 65ș față de orizontală pe
dispozitiv de poziționare Burghiu ϕ 6,5
mm pentru
generare alezaj
cu extremitatea
tip suprafață
plană
Mașină de găurit MG 40
25 Găurire ϕ 6,5 mm, suprafața S 12, la
unghiul de 65ș față de orizontală pe
dispozitiv de poziționare
V A 26 Control final Dispozitiv pentru
verificarea paralelismului
axelor și a distanței
dintre acestea,
micrometre de exterior,
calibre de filet
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 25 Calculul adaosului de prelucrare
Determinarea adaosului de prelucrare se poate face prin două metode:
1) Prin normative, în standardele ale produselor de semifabricat sunt determinate
adaosurile totale ce permit aplicarea unor s uccesiuni totale de operații.
Pentru operații de finisare, rectificare adaosurile sunt date in tabele normative sau
standarde.
Pentru operații de degroșare adaosul rezult ă ca diferență între adaosul total și suma
celorlalte adaosuri.
2) Metoda analitică de ca lcul a adaosului de prelucrare se bazează pe lucrarea in
considerație a factorilor ce influențează mărimea adaosurilor la fiecare operație in
parte.
Prin această metodă se determină adaosul minim garantat operației respective.
Pentru dimensiunile ϕ 96 mm și ϕ 250 mm, din [5], pag. 27, tab. 1.3. , se pot adopta
următoarele valori ale erorilor care apar la fixarea semifabricatului.
def c Lk
c
curbura specifică, în
m
mm ;
m3mmc
L
lungimea piesei considerată între punctele de fixare;
734L mm.
k 0,005 coeficient pentru micșorarea abaterilor (pag. 35, pentru degroșare)
3 734 0,005 11,01 m
k 0,002 (pag. 35, pentru finisare)
3 734 0,002 4,40 m
εa 150 μm (pag. 45, tab. 1.11, așezare în dispozitiv de strângere cu șurub sau cu excentric,
pentru ϕ 96 mm, turnată în cochilie).
εa 200 μm (pag. 45, tab. 1.11, așezare în dispozitiv de strâ ngere cu șurub sau cu excentric,
pentru ϕ 250 mm, turnată în cochilie)
Relația de calcul:
Amin,c = a (
,1zkR +
1kM + /
1k /+ /
,ak /), (μm)
în care:
a 1 (pentru adaosurile pe o singură parte asimetrică);
a 2 (pentru adaosuri diametrale la suprafețe de rotație sau adaosuri simetrice).
,1zkR
rugozitatea suprafeței după prelucrarea anterioară;
1kM
stratul de metal defect după prelucrarea anterioară (ecruisat);
1k
abaterile spațiale după prelucrarea anterioară;
UPG/IME/ IEDM – Proiect de diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 26
k,a
erorile de așezare la faza considerată
Pentru suprafața 1:
Amin,c / 2 = (125 + 0 + 1000 + 100) = 1225 μm
Amin,c / 2 = (6,3 + 50 + 250 + 0) = 306,3 μm
Amin,c / 2 = (3,2 + 50 + 250 + 0) = 303,2 μm
Pentru suprafața 2:
Amin,c / 2 = (125 + 0 + 2200 + 100) = 2425 μm
Amin,c / 2 = (6,3 + 50 + 400 + 0) = 456,3 μm
Amin,c / 2 = (3,2 + 50 + 400 + 0) = 453,2 μm
Pentru suprafața 1:
Denumirea
fazei Elementele adaosului Dim. limită Ad. efective
Notarea
cotei
1k,zR
1kM
1k
k,a Amin,c D / l / h Tk Dmin Dmax Amin, k An,k
m
m
m
m
m Mm
m mm mm mm mm mm
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
Semifabricat – – – – 1225
90 2000 89 91 2,125 2,5
90 ± 1
Frezare interioară
de degroșare 3,2 300 11,00 200 306,3
95 500 94,75 95,25 0,386 0,500
95 ± 0,25
T.T. – – – – – – – – – – – –
Frezare interioară
de finisare 1,6 300 4,40 200 303,2
96 0,022 96,0 96,022 – –
0,022
096
Pentru suprafața 2:
Denumirea
fazei Elementele adaosului Dim. limită Ad. efective
Notarea
cotei
1k,zR
1kM
1k
k,a Amin,c D / l / h Tk Dmin Dmax Amin, k An,k
m
m
m
m
m Mm
m mm mm mm mm mm
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
Semifabricat – – – – 2425
240 4400
237,8
242,2 3,10 4,0
240 ± 2,2
Frezare interioară
de degroșare 3,2 300 11,01 200 456,3
249 1000 247,6 248,4 0,814 1,0
248 ± 0,4
T.T. – – – – – – – – – – – –
Frezare interioară
de finisare 1,6 300 4,40 200 453,2
250 0,029 250,0 250,029 – –
0,029
0
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 27 4. DETERMINAREA PARAMETRILOR DE REGIM PENTRU
OPERAȚIILE DE PRELUCRARE MECANICĂ A PIESEI
Se va efectua calculul analitic al parametrilor regimului de așchiere la degroșare , în
cazul obținerii suprafeței având înălțimea de 98 mm (faza 1) (inițial cota este de 100 mm ,
iar după degroșarea pe partea opusă acesteia și finisarea pe ambele fețe va deveni de
0,036
0,07195
).
La frezarea frontală cu freze armate cu plăcuțe amovibile din carburi metalice,
adâncimea de așchiere, t este limitată de lungimea plăcuței. În cazul de față, t ,0 mm.
Alegerea avansului transversal
La degroșare avansul este limitat de rigiditatea si stemului tehnologic mașină -unealtă
dispozitiv – sculă – piesă (MUDSP) și se va alege avansul pe dinte sd din [3], vol. 1, pag. 529,
sd 0,18 mm / rot (tabelul 14.4 – s-a considerat cazul frezării oțelului , cu o mașină având
puterea de 11 kW , plăcuțele sculei așchietoare fiind de tip P 10 ).
În cazul prelucrării oțelurilor, la frezarea suprafețelor plane, cu freze frontale armate
cu plăcuțe din carburi metalice, viteza de așchiere se calculează cu formula (4.1), [3] (tabelul
14.21) și se corec tează cu coeficientul de corecție Kv.
0,20
0,20 0,10 0,40 0,20
1332
v
dDv Κ
T t s t
(rot/min) (4.1)
1 v mv s scΚ Κ Κ Κ Κ
în care
Kmv coeficientul de corecție pentru materialul prelucrat (tabelul 14.9);
750vn
mv m
mΚCR
(4.2)
Cm, nv coeficient, respectiv exponent; Cm 0,8; nv 1,0 (tabelul 14.10).
1,07500,8 0,923650mvΚ
Ks1 coeficientul de corecție în funcție de starea suprafeței semifabricatului;
Ks1 0,82 (tabelul 14.12);
Ksc coeficientul de corecție în funcție de grupa de utilizare a plăcuțelor din carburi
metalice; pentru plăcuțe tip P 10 , Ksc (tabelul 14.15);
K coeficientul de corecție pentru unghiul de atac principal; pentru 45 ș, K
1,10 (tabelul 14.20).
0,923 0,82 1,00 1,1 0,832vΚ
T durabilitatea frezei [min]; T 180 min (tabelul 14.13).
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 28
0,20
0,20 0,10 0,40 0,20332 1600,832 187,11
180 2,0 0,18 136v
m / min.
Determinarea turației de lucru n
Turația arborelui principal al mașinii -unelte se determină cu relația:
1000 1000 187,11372,24160vnD
(rot/min) (4.3)
în care: D reprezintă diametrul frezei, în mm; v – viteza de așchiere, în m/min.
Din gama de turații ale Cerruti A95 se alege valoarea imediat inferioară celei
calculate nefectivă = 315 rot/min.
Viteza efectivă de așchiere se calculează cu relația (4.4):
160 315158,331000 1000efectiv ă
efectiv ăDn
v (m/min) (4.4)
Verificarea avansului
Avansul ales se verifică în funcție de rezistența mecanismului de avans al mașinii –
unelte, calculând forța de avans, FH, cu ajutorul relației de mai jos, iar rapoartele kz și ky se
determină pe baza considerentelor expuse mai jos.
G
( 2 )masH
zyFFk k k
(4.5)
în care
Fmas forța maxim admisă de rezistența mecanismului de avans al mașinii de frezat,
în N; Fmas 10000N (din cartea mașinii -unelte);
G greutatea elementelor în mișcare (masa mașinii împreună cu semifabricatul); se
neglijează în general.
k coeficient empiric care ține seama de influența înclinărilor mesei datorită
momentului de basculare, a cărui valoare se adoptă k 1,4;
µ coeficien tul de frecare aferent ghidajelor; µ 0,2;
vz
HFkF
(4.6)
unde
Fv este componenta verticală a forței de așchiere (perpendiculară pe ghidajele mesei);
FH este componenta orizontală a forței de așchiere;
try
HFkF
(4.7)
Ftr este componenta forței de așchiere perpendiculară pe direcția avansului într -un
plan paralel cu planul ghidajelor mesei;
Din [3], tabelul 14.18 (cazul frezării simetrice) se adoptă următoarele rapoarte pentru
componentele forței de așchiere:
0,35; 0,9; 0,52tr v H
t t tFF F
F F F
(4.8)
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 29 unde
Ft componenta tangențială a forței de așchiere
Din relația (4.8) se determină
0,35HtFF și se înlocuiește în relațiile (4.6),
respectiv (4.7), rezultând:
0,35vz
tFkF
și ținând cont și de
0,52v
tF
F
0,521,480,35zk
0,35try
tFkF
și ținând cont și de
0,9tr
tF
F
0,902,570,35yk
Valoarea medie a componentei tangențiale, Ft, se calculează cu formula:
1f F F
FFy x u
F dt mF qwC t s t ZF Κ
Dn
(4.9)
în care
CFcoeficient funcție de materialul prelucrat, tipul (forma) frezei, materialul părții
active (tabelul 14.7); CF 8250;
t1 lungimea de contact; t1 mm;
sd avansul pe dinte; sd 0,18 mm / rot;
t adâncimea de așchiere; t ,0 mm;
Z numărul de dinți ai frezei; Z 10;
D diametrul părții active a frezei; D mm;
n turația frezei, rot / min;
KmF coeficient de corecție funcție de materialul prelucrat; din [3], vol. 1, pag. 532
750n
mmFRΚ
în care
Rm rezistența mecanică a materialului prelucrat; Rm 650 N / mm2;
n exponent; n 0,3.
0,36500,957750mFΚ
xF, yF, uF, qF, wF exponenți (tabelul 14.7) ; xF 1,1, yF , uF 1,0, qF 1,3, wF
0,2.
1,1 0,75 1,0
1,3 0,28250 117 0,18 2,0 100,957 3546,79
160 315tF
N
Conform relației (4.19),
0,35 0,35 3546,79 1241,37HtFF N.
Calculând membrul drept din relația (4.16) se va obține:
G 10000 0,2 03671,07( 2 ) 1,4 0,2 (1,48 2 2,57)mas
zyF
k k k
N
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 30 Se observă că
1241,37 3671,07HF , deci condiția de verificare a avansului este
îndeplinită.
Stabilirea vitezei de avans
Viteza de avans se calculează cu relația (4.10), considerând cazul frezării cu angajarea
din lateral a sculei așchietoare în materialul de prelucrat:
4s d r r rv s Z n s n
mm / min (4.10)
0,18 10 4 315 340,2sv
mm / min
Se adoptă din gama de viteze de avans a mașinii, valoarea vs 345 mm / min .
Valoarea avansului pe rotație se va calcula din relația (4.10) pentru finisarea aceleiași
suprafețe.
În continuare se va utiliza un software pe ntru calculul regimului de așchiere în cazul
frezării de finisare frontală a suprafeței S 1 , de la h = 96 mm la h = 95,5 mm (faza 12) .
Fig. 4.1 Introducerea datelor inițiale
Fig. 4.2 Selectarea – coeficienților ce depind de materialul prelucrat, respectiv a materialului sculei așchietoare
și a diametrului părții active a acesteia
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 31
a. b.
Fig. 4.3 Selectarea în funcție de:
a. materialul prelucrat, a coeficientului C m și a exponentului n v; b. de starea suprafeței semifabricatului, a
coeficientului K s1
Fig. 4.4 Calculul vitezei de așchiere
Utilizând formula (4.3)
1000 1000 171340,19160vnD
Din gama de turații ale Cerruti A95, se alege valoarea imediat inferioară celei
calculate nefectivă = 450 rot/min.
Viteza efectivă de așchiere se calculează cu relația (4.4):
160 450226,191000 1000efectiv ă
efectiv ăDn
v (m/min)
Valoarea avansului pe rotație se va calcula din relația (4.10):
0,16 10 4 450 432sv
m/min.
Se va alege din gama de viteze de avans a mașinii de alezat și frezat Cerruti A95,
valoarea vs 425 mm/min.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 32 5. NORMAREA TEHNICĂ A OPERAȚIILOR TEHNOLOGICE
5.1. Structura normei de timp
Normarea muncii reprezintă activitatea de cercetare analitica a proceselor de muncă
pe baza unor metode și procedee adecvate. Norma tehnică se face pe baza normelor de timp,
adică a timpului necesar pentru executarea unei anumite lucrări tehnologice în condiții
tehnico -economice și organizatori ce date.
Norma de muncă cu fundamentarea tehnică se numește norma tehnică și se poate
determina ca normă de timp sau normă de producție.
Norma de timp (N t) reprezintă durata necesară pentru executarea unei operații în
condiții tehnico -organizatorice deter minate și cu folosirea cea mai rațională a tuturor
mijloacelor de producție.
Se va considera, în continuare cazul operației de frezare, fazele 1 (frezare frontală)
și 3 (frezare cilindrică interioară cu cuțit) .
În norma tehnică de timp intră o suma de ti mpi, astfel:
TpîT T T T Tn b a d onn [min], (5.1)
unde:
Tn (NT) = timpul normat pe operație;
Tb = timpul de bază (tehnologic, de mașină) se mai numește și timpul de mașină – este
timpul necesar pentru prelucrarea materialului sau a semifabricatului pentru a -i schimba
aspectul și forma sau pentru a stabili poziția reciprocă a pieselor, dacă este cazu l unui montaj;
sau este timpul necesar supravegherii lucrărilor necesare pentru modificarea nemijlocită a
dimensiunilor formei, proprietăților, stării obiectului muncii; conform STAS 6909 -75
(valabil), acest timp se notează cu Tb și se măsoară în min / om.
Ta = timpul auxiliar (ajutător) este timpul în cursul căruia nu se produce nici o
modificare cantitativă sau calitativă a obiectului muncii;
Ta = Ta1 + Ta2 + Ta3 + Ta4 + Ta5
în care:
Ta1 timp ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei;
– pentru faza 1 , s-a adoptat din [6], pag. 313, tabelul 8.33 și pag. 319, tabelul 8.40,
valorile, Ta1 1,85 + 0,24 2,09 min
– pentru faza 3 , Ta1 0 min (deoarece este aceeași așezare a piesei);
Ta2 timp pentru comanda mașinii -unelte;
– pentru faza 1 , s-a adoptat din [6], pag. 328, tabelul 8.45, valoarea,
Ta2 0,46 0,08 0,08 0,62 min;
– pentru faza 3 , din [6], pag. 328, 330 și 331, tabelul 8.45,
Ta2 0,88 0,08 0,08 0,42 0,50 0,04 1,00 3,00 min;
Ta3 timp pentru măsurări și obținerea așchiilor de probă; este inclus în timpii Ta2.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 33 Ta4 timp pentru evacuarea așchiilor, fiind inclus, în majoritatea cazurilor, în timpul
pentru deservirea tehnică a locului de muncă;
– pentru fiecare dintre fazele 1 și 3 , din [6], pag. 332, tabelul 8.48, Ta4 0,14
0,20 0,34 min;
Ta5 timp pentru măsurători de control;
– pentru faza 1 , s-a adoptat din [6], pag. 333, tabelul 8.49, valoarea, Ta5 0,20 min
– pentru faza 3 , din [6], pag. 333, tabelul 8.49, Ta5 0,17 min
Înlocuind valorile timpilor auxiliari ( la faza 4 Ta1 0, deoarece nu s -a schimbat
așezarea semifabricatului ), se vor obține:
– pentru faza 1 , Ta = 2,09 + 0,62 + 0,34 + 0,20 3,25 min
– pentru faza 3 , Ta = 0,0 + 3,00 + 0,34 + 0,17 3,51 min
Td = timpul de deservire a locului de muncă este alcătuit din timpul de deservire
tehnică (t dt) – în cursul căruia executantul asigură pe întreaga perioadă a schimbului de
muncă, menținerea în stare normală de funcționare a utilajelor, respectiv de utilizare a
sculelor și timpul de deservire organizatorică (t do) – în cursul căruia executantul asigură
organizarea, aprovizionarea și ambianța corespunzătoare a locului de muncă.
Td = Tdt Tdo (5.2)
– pentru faza 1 , s-au adoptat din [6], pag. 334, tabelul 8.50, valorile următoare,
reprezentând procente din Tb (Tb este calculat în cadrul paragrafului 5.2),
Tdt 6,1 % ∙ Tb 0,061 ∙ 0,433 0,0264 min
Tdo 2,2 % ∙ Tb 0,022 ∙ 0,433 0,0095 min
Td = 0,0264 0,0095 0,0359 min
– pentru faza 3 , s-au adoptat din [6], pag. 334, tabelul 8.51, valorile următoare,
reprezentând procente din Tb (Tb este calculat în cadrul paragrafului 5.4)
Tdt 5,5 % ∙ Tb 0,055 ∙ 3,74 0,2057 min
Tdo 1,4 % ∙ Tb 0,014 ∙ 3,74 0,0523 min
Td = 0,2057 0,0523 0,258 min
Ton = timpul de odihnă și necesități firești;
– pentru faza 1 , s-au adoptat din [6], pag. 335, tabelul 8.52,
Ton =5,0 % ∙ Top (5.3 a)
– pentru faza 3 , s-au adoptat din [6], pag. 335, tabelul 8.52,
Ton = 4,0 % ∙ Top (5.3 b)
unde
Top timpul operativ denumit și timp efectiv este timpul în cursul căruia executantul
efectuează sau supraveghează lucrările necesare modificării cantitative și calitative a
obiectului muncii, efectuând, totodată, și acț iuni ajutătoare pentru ca modificarea să poată
avea loc. Timpul operativ se repetă cu fiecare unitate de produs fabricată sau cu un anumit
număr de unități fabricate simultan. În funcție de caracterul participării executantului la
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 34 îndeplinirea muncii, timp ul operativ poate fi timp de muncă manuală, timp de muncă manual –
mecanizată, timp de supraveghere a utilajului.
Suma dintre timpul de bază (Tb este calculat în cadrul paragrafului 5.4) și timpul
auxiliar se numește timp efectiv sau timp operativ ( Top).
Top = Tb + Ta (5.4)
– pentru faza 1 ,
Ta Ta1 + Ta2 + Ta3 + Ta4 + Ta5 2,09 + 0,62 + 0 + 0,34 + 0,20 3,25 min
Top 0,433 3,25 3,683 min
– pentru faza 3 ,
Ta Ta1 + Ta2 + Ta3 + Ta4 + Ta5 0 + 3,0 + 0 + 0,34 + 0,17 = 3,51 min
Top 3,74 3,51 7,25 min
Înlocuind în relațiile (5.3 a) și (5.3 b), se va obține:
– pentru faza 1 , Ton 5,0 % ∙ 3,683 0,05 ∙ 3,683 0,184 min
– pentru faza 3 , Ton = 4,0 % ∙ 7,25 0,04 ∙ 7,25 0,29 min
Tpî timpul de pregătire -încheiere și se referă la ti mpul necesar lucrătorului înainte de
începerea prelucrării și după terminarea unui lot de produse pentru activități ca: pregătirea
SDV – urilor, reglarea mașinilor -unelte, primirea – predarea documentelor comenzii cu
indicațiile necesare etc.
n lotul de piese care se prelucrează la aceeași mașină în mod continuu; n 2 bucăți.
Cele două piese se fixează pe un același dispozitiv, prevăzut pentru parcurgerea
fazelor la aceeași așezare, cu poziționarea prin alăturare, în cazul mașinii de alezat și
frezat , respectiv pe un alt dispozitiv cu poziționarea prin suprapunere, în cazul mașinii de
frezat universale .
Pentru ambele faze 1, respectiv 3, se adoptă din [6], pag. 296, tabelul 8.3:
– pentru faza 1 ,
15 2 2 11152pîT min.
– pentru faza 3 ,
15 0,0 4 5122pîT min.
Norma de producție (N p) este mărimea inversă a normei de timp și se exprimă prin
cantitatea de produse executate în unitatea de timp.
Norma tehnică de timp constituie timpul normat și conține elemente din figura 5.1.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 35
Fig. 5.1 Structura normei de timp
tu – timpul unitar care reprezintă consumul de timp normat pentru realizarea unei
operații, piese sau a unui produs;
Tu = Top + Td + Tîr (5.5)
în care
Tîr timpul de întreruperi reglementate:
Tîr = Ton + Tîc (5.6)
în care
Tîc timpul de întreruperi condiționate de tehnologie; Tîc 5 min.
Determinarea normei de timp impune determinarea timpului total necesar pentru
parcurgerea tuturor operațiilor.
5.2 Determinarea timpului de bază
5.2.1 Determinarea timpului de bază la frezarea frontală de degroșare (fazele 1 și 2)
În cazul operației de frezare, timpul de bază se poate calcula analitic cu relațiile (5.7),
conform [2], pag. 298, tabelul 8.6.
Timpul de pregătire – încheiere (tpî)
Timpul unitar (tu)
Norma de timp (NT)
Timpul operativ (top)
Timpul de deservire (td)
Timpul de întreruperi regulamentare (tîr)
Timpul de bază (tb)
Timpul auxiliar (ta)
Timpul de odihnă
șinecesități firești (ton)
Timpul de întreruperi condiționate
de tehnologie (tîc)
Timpul de deservire tehnică (tdt)
Timpul de deservire organizatorică (tdo)
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 36
12;44
220,5 0,5… mm;1
1… mm.2l l l LT i ibf Z n f Z ndd
l D D B
l
(5.7)
unde
i numărul de treceri necesar pentru executarea suprafeței respective; i1 1; i2 1
l lungimea suprafeței de prelucrat; l 117,0 mm, l 150,09 mm (conform fig. 5.2);
Fig 5.2 Dimensiunile suprafețelor frezate frontal, la fazele 1 și 2
B lățimea suprafeței de frezat; B 117 mm, B 150,09 mm (valoare intermediară, obținută
prin măsurare din desenul de execuție);
D diametrul părții active a frezei; D 160 mm
l1 = distanța de pătrundere (intrare) a frezei [mm];
220,5 160 160 117 2 mm = 27,43 1, 1lfaza
mm
220,5 160 160 150,09 2 mm = 54,28 1, 2lfaza
mm
l2 = distanța de ieșire a frezei [mm];
3 mm2l
f avansul, [mm/rot]; f 0,18 mm/rot (conform intervalului de valori din tabelul 3.5);
n turația arborelui principal, [rot/min]; n 315 rot/min.
Înlocuind valorile adecvate din [2], pag. 298, tabelul 8.6, se va obține:
117 27,43 3,01 0,433 ,10,18 10 4 315Tb faza
min
150,09 54,28 3,01 0,609 ,20,18 10 4 315Tb faza
min
În mod identic se calculează timpul de bază pentru fazele 5 și 6.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 37 5.2.2 Determinarea timpului de bază la frezarea interioară de degroșare cu cuțit (fazele
3 și 4)
Timpul de bază, adică timpul necesar pentru strunjirea unei suprafețe este definit prin
relațiile (5.8) și conform figurii 5.3.
Fig 5.3 Dimensiunile suprafețelor frezate cilindric interior cu cuțit la faza 3
12
0,5… 2 mm 1
1…5 mm2l l l Lt i ibf n f n
apltg
l
(5.8)
în care:
L este lungimea cursei de lucru a sculei în sensul avansului;
i numărul de treceri necesar pentru executarea suprafeței respective; i3 1; i4 2
l lungimea suprafeței prelucrate sau găurite, [mm]; l 98 mm;
l1 distanța de pătrundere (intrare) a cuțitului, [mm];
ap adâncimea de așchiere;
95 902,5 mm ,322interior intermediar interior semifabricatap faza ;
249 2404,5 mm ,422interior intermediar interior semifabricatAp faza
(care se
va îndepărta în două treceri, rezultând astfel, ap, faza 4 2,25 mm)
κ unghiul de atac al tăișului principal; κ 93ș;
2,52,0 mm 1, 3lfazatg
2,252,0 mm 1, 4lfazatg
l2 distanța de ieșire a sculei, mm; (l 2 = 3 mm);
f avansul, [mm/rot]; f 0,22 mm/rot (conform intervalului de valori din tabelul 3.5)
n turația arborelui principal, [rot/min]; n 125 rot/min.
Înlocuind valorile de mai sus în relația timpului de bază, va rezulta:
98 2 31 3,74 ,30,22 125tb faza min
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 38
103 2 32 19,63 ,40,22 50tb faza min
Pentru fazele 3, 4, viteza de așchiere efectivă se calculează c u relația:
,395 12537,301000 1000efectiv ă
efectiv ăDn
v
m / min.
,4249 5039,111000efectiv ă v
m / min (suprafață prelucrată în două treceri).
5.2.3 Determinarea timpului de bază la frezarea frontală de finisare (fazele 12 și 13)
În cazul operației de frezare, timpul de bază se poate calcula analitic cu relațiile (5.7),
conform [2], pag. 298, tabelul 8.6.
Pentru aceste faze există următoarele date:
i numărul de treceri necesar pentru executarea suprafeței respective; i12 1; i13 1;
l lungimea suprafeței de prelucrat; l 118,5 mm, l 152,09 mm (conform fig. 5.4);
Fig 5.4 Dimensiunile suprafețelor frezate frontal la fazele 12 și 13
B lățimea suprafeței de frezat; B 118,5 mm, B 152,09 mm (valoare intermediară,
obținută prin măsurare din desenul de execuție);
D diametrul părții active a frezei; D 160 mm
l1 = distanța de pătrundere (intrare) a frezei [mm];
220,5 160 160 118,5 2 mm = 28,24 1, 12lfaza
mm
220,5 160 160 152,09 2 mm = 57,15 1, 13lfaza
mm
l2 = distanța de ieșire a frezei [mm];
3 mm2l
f avansul, [mm/rot]; f 0,14 mm/rot (conform intervalului de valori din tabelul 3.5);
n turația arborelui principal, [rot/min]; n 450 rot/min.
Înlocuind valorile adecvate din [2], pag. 298, tabelul 8.6, se va obține:
118,5 28,24 3,01 0,396 , 120,14 10 4 450Tb faza
min
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 39
152,09 57,15 3,01 0,561 ,0,14 10 4 450Tb faza min
În mod identic se calculează timpul de bază pentru fazele 16 și 17.
5.2.4 Determinarea timpului de bază la frezarea interioară de finisare cu cuțit (fazele 14
și 15)
Timpul de bază, adică timpul necesar pentru strunjirea unei suprafețe este definit pri n
relațiile (5.8) și conform figurii 5.5.
Fig 5.5 Dimensiunile suprafeței frezate frontal la fazele 14 și 15
i numărul de treceri necesar pentru executarea suprafeței respective; i14 1; i15 1;
l lungimea suprafeței prelucrate sau găurite, [mm]; l 95,5 mm;
l1 distanța de pătrundere (intrare) a cuțitului, [mm];
ap adâncimea de așchiere;
96 95 14 30,5 mm , 1422interior faza interior fazaap faza ;
250 249 15 40,5 mm , 1522interior faza interior fazaap faza
;
κ unghiul de atac al tăișului principal; κ 93ș;
0,52,0 mm 1,lfazatg
0,52,0 mm 1, 15lfazatg
l2 distanța de ieșire a sculei, mm; (l 2 = 3 mm);
f avansul, [mm/rot]; f 0,12 mm/rot (conform intervalului de valori din tabelul 3.5);
n turația arborelui principal, [rot/min]; n 160 rot/min.
Înlocuind valorile de mai sus în relația timpului de bază, va rezulta:
95,5 2 31 5,234 , 140,12 160tb faza min
100.5 2 31 13,955 , 150,12 63tb faza
min
Pentru fazele 14, 15, viteza de așchiere efectivă se calculează cu relația:
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 40
,1496 16048,251000 1000efectiv ă
efectiv ăDn
v m / min.
,15250 6349,481000efectiv ă v
m / min.
5.2.5 Determinarea tim pului de bază la frezarea interioară profilată de finisare
cu cuțit (faza 18)
Timpul de bază, adică timpul necesar pentru strunjirea unei suprafețe este definit prin
relațiile (5.8) și conform figurii 5.6.
Fig 5.6 Dimensiunile suprafeței frezate interior profilat (faza 18)
i numărul de treceri necesar pentru executarea suprafeței respective; i18 1
l lungimea suprafeței prelucrate, [mm];
3,14 252 791,681 lD m
mm;
l1 distanța de pătrundere (intrare) a cuțitului, [mm]; l1 0 mm;
ap adâncimea de așchiere; ap 8,0 mm
l2 distanța de ieșire a sculei, mm; l 2 = 0 mm;
f avansul, [mm/rot]; f 0,48 mm/rot (conform intervalului de valori din tabelul 3.5)
n turația arborelui principal, [rot/min]; n 160 rot/min.
Înlocuind valorile de mai sus în relația timpului de bază, va rezulta:
791,681 0 01 10,308 , 180,48 160tb faza min
Pentru faza 18, viteza de așchiere efectivă se calculează cu relația:
,18252 160126,6691000 1000m efectiv ă
efectiv ăDn
v
m /min.
În tabelul 5.1, sunt sintetizate valorile parametrilor regimului de așchiere și ale
timpilor corespunzători realizării piesei.
UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă LĂCĂTUȘ Maria Emilia
Ploiești 2015 pag. 41 Tabel 5.1 Parametrii regimului de așchiere și norma tehnică de timp Operația
AȘezarea
Faza
Dimensiun
ea
obținută a
suprafeței
Lungimea
suprafeței Parametrii regimului de așchiere Componentele normei tehnice de timp , min
Norma de
timp
NT
min Tb Timp auxiliar, T a
Tdt Tdo Ton Tpî i ap
mm f
mm/rot /
mm/min n
rot/min v
m/min Ta1 Ta2 Ta3 Ta4 Ta5 Ta
(total)
I
A 1 98 117 1 2.0 0.18 315 158.33 0.433 2.09 0.62 – 0.34 0.20 3.25 0.024 0.0095 0.184 15
79.703 2 103 150.09 1 2.0 0.18 315 158.33 0.609 – 0.62 – 0.40 0.25 1.27 0.024 0.0095 0.184 –
3 Ø 95 98 1 2.5 0.22 125 37.30 3.74 – 3.0 – 0.34 0.17 3.51 0.2057 0.0523 0.29 12
4 Ø 249 103 2 2.25 0.22 50 39.11 19.63 – 4.2 – 0.55 0.60 5.35 0.2057 0.0523 0.29 –
Total pentru norma de timp la așezarea A 24.41 2.09 8.44 – 1.63 1.22 13.38 0.4594 0.1236 0.948 27
B 5 96 120 1 2.0 0.18 315 158.33 0.433 2.09 0.62 – 0.34 0.20 3.25 0.024 0.0095 0.184 9.5
20.017 6 101 154.09 1 2.0 0.18 315 158.33 0.609 – 0.62 – 0.40 0.25 1.27 0.024 0.0095 0.184 –
Total pentru norma de timp la așezarea B 1.042 2.09 1.24 – 0.74 0.45 4.52 0.048 0.019 0.368 9.5
C 7 Ø 20 5 1 10 15 90 5.65 3.35 2.09 0.62 – 0.25 0.12 3.08 0.02 0.0085 0.15 9.5
54.194 8 Ø 20 5 1 10 15 90 5.65 3.35 – 0.30 – 0.25 0.12 0.67 0.02 0.0085 0.15 –
9 Ø 16 100 1 8 10 112 5.62 8.2 – 0.62 – 0.35 0.16 1.13 0.02 0.0085 0.15 9.5
10 Ø 16 100 1 8 10 112 5.62 8.2 – 0.30 – 0.35 0.16 0.81 0.02 0.0085 0.15 –
Total pentru norma de timp la așezarea C 23.1 2.09 1.84 – 1.2 0.56 5.69 0.08 0.034 0.6 19.0
II A 11 T.T – – – – – – 540 – – – – – – 15 15 60 15 645
I D 12 95.5 118.5 1 0.5 0.14 450 226.19 0.396 2.09 0.62 – 0.34 0.20 3.25 0.024 0.0095 0.184 9.5
69.937 13 100.5 152.09 1 0.5 0.14 450 226.19 0.561 – 0.62 – 0.40 0.25 1.27 0.024 0.0095 0.184 –
14 Ø 960.022 95.5 1 0.5 0.12 long. 160 48.25 5.234 – 3.0 – 0.34 0.17 3.51 0.2057 0.0523 0.29 12
15 Ø 2500.029 100.5 1 0.5 0.12 160 49.48 13.955 – 4.2 – 0.55 0.60 5.35 0.2057 0.0523 0.29 –
Total pentru norma de timp la așezarea D 20.146 2.09 8.44 0 1.63 1.22 13.38 0.4594 0.1236 0.948 21.5
E 16 95 120 1 0.5 0.14 450 226.19 0.396 2.09 0.62 – 0.34 0.20 3.25 0.024 0.0095 0.184 9.5
52.888 17 100 154.09 1 0.5 0.14 450 226.19 0.561 – 0.62 – 0.40 0.25 1.27 0.024 0.0095 0.184 –
18 Ø 254 791.681 1 8.0 0.48 transv. 160 126.67 10.308 – 4.2 – 0.25 0.60 9.57 0.2057 0.0523 0.29 12
Tota l pentru norma de timp la așezarea E 11.265 2.09 5.44 0 0.99 1.05 9.57 0.2537 0.0713 0.658 21.5
III A 19 – 330 250
80 1 2.7 0.14 375 294.52 6.32 1.40 0.62 – 0.34 0.20 2.56 0.024 0.0095 0.184 15 26.657
IV
A
20 Ø 26 11 1 13 0.10 160 13.06 0.5 2.60 0.62 – 0.25 0.12 3.59 0.02 0.0085 0.15 15
34.288 21 M 20 40 1 1.7 – 40 2.51 2.45 – 0.35 – – 0.12 0.47 – – – –
22 Ø 4.8 12 1 2.4 0.13 224 3.37 1.10 – 0.35 – 0.45 – 0.8 – – – –
23 M 6 12 1 1,2 – manual – 1.40 x 3 4.2 – – – 0.45 0.12 0.57 – – – –
Tota l pentru norma de timp la așezarea A 8.25 2.60 1.32 0 1.15 0.36 5.43 0.02 0.0085 0.15 15
B 24 Ø 6.5 28 1 3.25 0.13 224 3.37 2.30 2.60 0.35 – 0.45 0.12 3.52 – – – –
20.98 25 Ø 6.5 48 1 3.25 0.13 224 3.37 4.10 2.60 0.35 – 0.70 0.12 3.77 – – – –
Tota l pentru norma de timp la așezarea B 6.40 5.20 0.70 – 1.15 0.24 7.29 – – – –
Total general (16.72 ore) 1003.665
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 42 6. TEHNOLOGIA DE FABRICAȚIE A REPERU LUI BIELĂ, UTILIZÎND
METODOLOGIA SPECIFICĂ MAȘINILOR -UNELTE CU COMANDĂ
NUMERICĂ (Tema Specială)
Reperul bielă (figura 6.1 – format 2D, respectiv 6.2 – format 3D), din componența
ansamblului pompă de noroi 2PN400 , mai poate fi prelucrat utilizând o mașină de alezat și
frezat (tip bohrwerk) cu comandă numerică, marca D’ANDREA , utilizând un semifabricat
turnat (figura 2.1 – capitolul 2, format 2D, respectiv 6.3 – format 3D), conform STAS 2171/2
– 84.
Pentru utilizarea unui software CAM este necesar , atât modelul 3D al semifabricatului,
cât și al piesei , pentru crearea traiectoriilor sculelor, simularea secvențelor programului CNC ,
generarea programului de lucru al mașinii -unelte și vizualizarea eventualelor coliziuni .
Astfel s -a modelat semifabricatul 3D, folosind soft -ul INVENTOR , parcurgând
etapele prezentate în continuare, [23]:
– se construiește schița , ținând cont de adaosurile tehnologice, de cele de contracție și de cele
de prelucrare prin așchiere;
– se construiesc schițele pentru cele 2 alezaje
– „se taie ” din semifabricat cu comanda „ Trim ” zonele alezajelor ;
– se utilizează comanda „Extrude”
Similar s e model ează și piesa 3D .
Se utilizează soft-ul Edgecam , parcurgând următoarele etape, [24]:
– se importă model ele 3D în fereastra Edgecam;
– se înscrie modelul piesei în modelul / volumul semifabricatului;
– se alege dispozitivul de fixare al semifabricatului (fig. 6.4. a – în acest caz dispozitivul s -a
modelat în INVENTOR și s-a importat în Edgecam ; în fig. 6.4. b se observă ansamb lul
dispozitiv – semifabricat );
– se selectează mașina -unealtă corespunzătoare, existentă în biblioteca virtuală, sau
„modelată” într -o etapă anterioară;
– se selectează sculele așchietoare adecvate, din meniul soft -ului, sau „modelate” după
caracteristic ile din cataloage specifice, [25];
– se setează opțiunea referitoare la traseele de sculă („strategia de prelucrare”) ;
– se realizează simularea.
În figurile expuse mai jos sunt prezentate etapele de lucru în soft -ul Edgecam.
Fig. 6.1 Schița piesei finite Fig. 6.2 Modelul 3D al piesei finite
a. b.
Fig. 6.3 Modelul 3D al semifabricatului Fig. 6.4 a Dispozitivul de fixare a semifabricatului;
b) ansamblul dispozitiv – semifabricat
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 43
Fig. 6.5 Încadrarea modelului piesei în modelul semifabricatului
a. b.
Fig. 6.6 Frezare supra față plană: a. așezarea A; b. așezarea B
Fig. 6.7 Frezarea interioară (m ajorarea diametrelor) utilizând traiectoria elicoidală (cu cuțit fixat excentric),
pentru obținerea valorii Ø 249, respectiv Ø 95 mm
Fig. 6.8 Finis area alezajelor (cu bară de alezat) la valoarea Ø 2500.029, respectiv Ø 960.022 mm
Fig. 6.9 Frezare a canal ului inelar central (S 7) cu lățimea de 8 mm și adâncimea de 2 mm, pe alezajul de ϕ 2500,029
Fig. 6.10 Prelucrare lamaje 2 x ϕ 26 mm
Fig. 6.11 Prelucrare găuri nestrăpunse 2 x ϕ 26 mm
Fig. 6.12 Prelucrare găuri străpunse 2 x ϕ 16 mm
Fig. 6.13 Prelucrare suprafață frontală la baza celor 2 găuri, cu burghiu, avînd semiunghiul de atac 90
Fig. 6.14 Filetarea cu tarod M 20 x 1,5 mm, a găurilor străpunse 2 x ϕ 16 mm
Fig. 6.15 Prelucrare lamaje 2 x ϕ 6,5 mm
Fig. 6.16 Prelucrare găuri înclinate cu 65 , față de axa alezajelor, 2 x ϕ 6,5 mm
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 44
Fig. 6.17 Debitarea în vederea obținerii capacului bielei
Concluzii
Avantajele utilizării programelor CAD/CAM specializate sunt următoarele:
– nu necesită echipament de comandă numerică separat de structura mașinii -unelte propriu –
zise;
– facilități privind importul / exportul de fișiere ce conțin desenele de execuție ale pieselor sau
programele de prelucrare în comandă numerică;
– posibilitatea de proiectare a piesei sau de s imulare a prelucrării acesteia pe un calculator
separat, ceea ce implică creșterea disponibilității mașinii -unelte;
– reducerea numărului de piese rebut, precizia geometrică și dimensională fiind mai mare și
minimizarea timpului necesar pentru trecerea de la proiectarea piesei la realiz area acesteia;
– posibilitatea utilizării unor biblioteci cu scule așchietoare ce pot fi utilizate, programe piesă,
desene de execuție etc.;
– utilizarea facilităților oferite de mediul Windows și de conexiunea cu alte programe, de
exemplu AutoCAD, Paint etc.;
– facilități cu privire la instruirea personalului de deservire în acest domeniu;
– creșterea eficienței și productivității în programare;
– programarea mașinilor de mai multe tipuri cu o singură aplicație software, flexibilitatea de a
muta un program de la o mașina la alta (dacă aceasta este postprocesată pentru soft -ul
utilizat), în cazul când aceasta devine indisponibilă;
– creșterea gradului de automatizare a programării și eliminarea sarcinilor repetitive;
– creșterea calității pr oduselor, din punct de vedere al rugozității suprafețelor.
Edgecam Solid Machinist oferă posibilitatea utilizatorului de a încărca si prelucra
componentele solide concepute în diverse pachete parametrice CAD, (INVENTOR,
SOLIDEDGE, Pro/ENGINEER, CATIA) fără conversia acestor fișiere. Edgecam permite
încărcarea directă a fișierelor originale CAD, astfel se elimină orice posibile erori de
conversie. Un alt beneficiu al utilizării fișierelor CAD este că, acesta are capacitatea de a
rămâne asociat la modelul mas ter, putând oferi strategiei de prelucrare actualizarea oricărei
modificări, atunci când sunt realizate în desenul solid.
Dezavantajele utilizării metodei de prelucrare pe mașini cu comandă numerică,
eventual prin intermediul soft -ului Edgecam, sunt:
– costu rile aferente sunt mai mari, decât în cazul fabricației după metoda clasică, având în
vedere aspectele legate de soft, materialele consumabile (scule așchietoare, lubrifianți,
emulsia de răcire – ungere etc.);
– varianta utilizării unei mașini cu comandă numerică presupune remunerarea unui
programator, aspect ce implică , pentru a deveni rentabilă utilizarea acestei mașini, un volum
mare al producției.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 45 7. STUDIUL APARIȚIEI PROCENTAJULUI DE REBUT LA REALIZAREA
SUPRAFEȚEI AFERENTĂ DIMENSIUNII Ø 250 H6 mm
Mașina -unealtă care asigură prelucrarea lotului de alezaje 250 H6, prezintă un anumit
nivel de uzură, astfel încât generează dimensiunile efective într -un câmp de toleranță mai
extins decât cel prescris pentru reperul bielă. Se va analiza cazul în care ab aterea medie
pătratică a mașinii
Dm5T (în loc de
Dm6T , ca în cazul normal). Știind că nu se admite
existența unui rebut irecuperabil Ri mai mare de 0,1 % (fig. 7.1), s-a determinat procentul
de piese care trebuie reprelucrate, adică rebutul recuperabil Rr obținut prin corectarea
reglajului cu valoarea .
Fig. 7.1 Calculul procentului de rebut recuperabil după refacerea reglajului mașinii, respectiv a valorii
În cazul dimensiunii menționate, toleranța și abaterile , conform [16], sunt:
TD IT6m
250 H6 EI 0 m
ES EI TD 29 m
3r, înainte de corec ție i, inițial necunosc ut R R z z
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 46
m22,5
5D
necunoscutDT
CzT (din tabel cu funcția Laplace)
0,4938necunoscutz
Deci
0,49865 0,4938 0,00485 0,485 % 0,5 %r, înainte de corec ție R
Valoarea de 0,5 % a rebutului irecuperabil inițial reprezintă faptul că la 200 de piese,
1 (una) trebuie rep relucrată (după corectarea reglajului mașinii) – faza numărul 15 din
filmul tehnologic, la cota menționată mai sus .
0,13 ( ) ( ) 3 0,49865 0,49765100i, mic șorat B B i R z z z z R
(din tabel cu funcția Laplace)
2,83Bz
Dar
m5 2,83 2916,414 m55
5BDBD DzT B B Bz B =T T
Se observă pe desen că:
mDDΑ B T A T B A
Dar
m5 5 12,5862,1729
5AD DA A AzT T (din tabel cu funcția Laplace)
0,4846 0,48540,4852A+z
( ) 3r, dup ă corecție A R z z
Dar funcția Laplace este impară, adică
( ) ( ).zz
Deci
0,01365r, dup ă corecție R
2912,586 1,914 m 2 m2 2 2DDTTAA
Valoarea de 1,4 % a rebutului recuperabil după corecție reprezintă faptul că , „1,4
piese ” dintr -o sută de piese, trebuie reprelucrat e (după corectarea reglajului mașinii) –
faza numărul 15 din filmul tehnologic, la cota menționată mai sus .
Pentru a vedea cât costă reprelucrarea parțială a pieselor care constituie rebut
recuperabil, trebuie să cunoaștem masa „semifabricatului” (dar este vorba despre
semifabricatul care în acest stadiu este foarte apropiat de dimensinile piesei finite) și masa
piesei finite. Masa „semifabricatului”, Msf, în această fază, poate fi determinată cu ajutorul
programului Inventor (fig. 7.2).
Fig. 7.2 Fereastra de calcul a masei „semifabricatului” (piesei care va fi reprelucra tă)
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 47 Masa piesei finite , Mp, se poate calcula prin scăderea masei de material, m, care se
îndepărtează prin această reprelucrare , din masa „semifabricatului” .
m= V
,
în care
densitatea materialului,
3g7,84
cm ,
2 2 2 2 3 3
final ini țial H 100 250,014 250 549,794 mm 0,549794 cm44V = D D
Deci
m 7,84 0,549794 4,3 g ,1 iar
38826 g 38,826 KgsfM
m 38826 4,310 38821,69 g 38,8217 Kgp sf pM M M
Unul din indicatorii de bază ce caracterizează calitatea activității unei întreprinderi
este costul de producție pe unitatea de produs.
Costul de producție reprezintă valoarea bănească a materialelor, manoperii și a tuturor
celorlalte cheltuieli pe care le necesită realizarea unui produs.
Determinarea costului de producție se realizează prin calculul succesiv al valorii
componentelor sale:
a) Costul materialelor , Cm se determină cu relația:
1100apr
m sf m sf p desPC M P M M P
(7.1)
în care:
Msf reprezintă masa „semifabricatului ” (Kg);
38,826 Kg;sfM
Mp – masa piesei ( Kg);
38,8217 Kg;pM
Pm – prețul unitar al materialului (lei/kg); P m = 4 lei / Kg;
Pdes – prețul de vânzare al deșeurilor (lei/kg); P des = 0,7 lei / Kg;
Papr – cota cheltuielilor de aprovizionare [%]; valori uzuale: 5.. .15 %, se adoptă Papr = 10 %;
104 0,7 38,826 38,826 38,8217 170,83 le 110i0mC
b) Cheltuieli cu manopera directă (salarii) ; se calculează cheltuielile Si cu salarizarea
operatorului pentru fiecare operație , i:
160 100ih
itS CAS CASS CAM IMPSN
(7.2)
în care:
Nti reprezintă norma de timp la operația / faza, i [min/buc];
15 2 4 5 13,955 4,2 0,55 0,6 19,305 minb t aaa T T T N T
(în acest caz).
19,305 min c bu .
itN
Sh – salariul tarifar orar al operatorului , [lei / oră]; Shi – 20 lei / oră
CAS – contribuția angajatorului la Asigurările Sociale; CAS = 25 %;
CASS – contribuția angajatorului la Asigurările Sociale de Sănătate; CASS = 10 %;
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 48 CAM – contribuția asiguratorie de muncă ; CAM – 2,25 %;
IMP – impozitul – 10 %
2019,305 1 0,25 0,1 0,0225 0,1 9,4755 9,48 lei60iS
c) Costul de secție CSj se calculează pentru toate operațiile / fazele, i, care se realizeaz ă în
secția respectivă , j:
1100j
jS
SiR
CS
(7.3)
în care , RSj reprezintă regia secției prin care se iau în considerație toate cheltuielile
care se fac în secție pentru obținerea produsului; se determină de către serviciul contabilitate,
iar valori uzuale pentru secțiile de prelucrări mecanice sunt RSj = 300 … 500 %, în funcție de
complexitatea dotărilor și de mărimea secț iei. Se adoptă: RSj = 300 %.
9,48 1 3 37,92 lei
jSC
d) Costul total de secție C S (pentru toate secțiile care contribuie la realizarea
produsului):
j S m SC C C
(7.4)
170,83 37,92 208,75 leiSC
e) Costul de producție , Cp:
1100int
psRCC
(7.5)
în care, Rint reprezintă regia întreprinderii, și ține seama de toate cheltuielile realizate la
nivelul societații comerciale pentru obținerea produsului; se determin ă de către serviciul
contabilitate, iar valorile uzuale sunt Rint = 10 … 40 %; se adoptă: Rint = 30 %.
301 271,375 271,5 lei.100208,75pC
Concluzie: Această valoare reprezintă o cheltuială suplimentară aferentă operației
de prelucrare prin așchiere , care poate apare la „1,4 piese” dintr -o sută, ce se vor
reprelucra (după corectarea reglajului mașinii) , în cazul utilizării unei mașini -unelte cu
un anumit nivel de uzură .
Calculul prețului pentru reperul „bielă”, luând în calcul doar operațiile de
prelucrare prin așchiere
1100apr
m sf m sf p desPC M P M M P
Msf reprezintă masa „semifabricatului ” (Kg);
45,278 Kg,sfM (fig. 7.3)
Mp – masa piesei ( Kg);
38,8217 Kg;pM
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 49 Fig. 7.3 Fereastra de calcul a masei semifabricatului inițial
1045,278 4 45,278 0,7 1 194,25 l 38,821 e 7 i100mC
160 100ih
itS CAS CASS CAM IMPSN
201003,665 1 0,25 0,1 0,0225 0,1 492,63 lei60iS
1100j
jS
SiR
CS
492,63 1 3 1970,52 lei
jSC
j S m SC C C
194,25 1970,52 2164,77 leiSC
1100int
psRCC
301 2814,20 lei.1210406 ,77pC
Efectuând raportul costurilor de producție determinate , se va obține valoarea
271,5 0,0964 10 %.2814,20
procentuală , care exprimă faptul că , cheltuiala suplimentară, ce ar putea apare în
cazul pieselor reprelucrate pe suprafața Ø 250 H6 , reprezintă 10 % din costul bielei,
excluzând cheltuielile cu tratamentul termic .
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 50
8. CĂI DE CREȘTERE A REZISTENȚEI LA COROZIUNE ÎN SISTEMUL DE
CIRCULAȚIE AL SONDELOR DE FORAJ
8.1 Generalități asupra sistemului de circulație al sondelor de foraj
Sonda este o construcție minieră realizată în scoarța terestră printr -un complex de
lucrări (foraj) și are ca elemente primare: gura/talpa sondei, gaura/peretele sondei în faza de
foraj propriu -zis (dislocarea rocii și evacuarea detritusului rezultat la suprafață) urmată la
anumite intervale de adâncimi de consolidare prin operațiile de tubare și cimentare .
Adâncimea sondelor stabilește cantitatea minim ă a noroiulu i, iar formațiunile
geologice proprietățile noroiului si precizarea calitativi lui. Pentru formarea unui noroi cu
anumite proprietăți si circulația acestuia in sistem se folosește in cadrul instalației de foraj
sistemul de circulație sau instalația de noro i. Instalația de foraj (fig. 6.1) permite, prin
subansamblele componente, (sistemul de acționare, sistemul de manevră, sistemul de rotire și
sistemul de circulație) realizarea în condiții de securitate (sistemul de prevenire a erupțiilor) a
operațiilor nec esare execuției unei sonde.
Fig. 8.1 Instalația de foraj
Sistemul de circulație (fig. 8.2) este alcătuit din totalitatea utilajelor, instalațiilor,
dispozitivelor și anexelor care asigu ră energia hidraulic ă, prepararea, depozitarea și curățarea
fluidului de foraj. 1. Capra geamblacului, 2. geamblac, 3. turlă, 4. macara, 5.
toarta capului hidraulic, 6. cap hidraulic, 7. cablu de
siguranță, 8. cotul încărcătorului, 9. încărcător, 10. furtun,
11. piciorul turlei, 12. gaura bucății de a vansare, 13. podul
sondei, 14. placa de bază a piciorului turlei, 15. antrenarea
mesei rotative, 16. linia de umplere a puțului, 17. scara de
acces, 18. jilip, 19. substructura turlei, 20. gaura tijei
pătrate, 21. ambreiajul mesei rotative, 22. robinet, 23 .
structura troliului, 24. transmisia intermediară, 25. nivelul
grupului de forță, 26. transmisia pompei de noroi, 27.
pompă de noroi, 28. manifold de refulare, 29. mixer, 30.
conductă de apă, 31. manifold de aspirație, 32. habă, 33.
agitator, 34. conductă de legătură între habe, 35. rezervor
de aer, 36. haba sitei, 37. pușcă, 38. sită vibratoare, 39.
grup motor, 40. transmisia troliului, 41. jgheab, 42. troliu
de foraj, 43. masă rotativă, 44. rigla turlei, 45. prăjina de
antrenare, 46. diagonala turlei, 47 . cârlig, 48. podul
podarului, 49. cablu de manevră, 50. conducta de
întoarcere a noroiului, 51. utilajul de la gura puțului, 52.
prevenitor de erupție, 53. comanda prevenitorului de
erupție.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 51
Traseul circuitului de fluid de foraj:
1 – haba
2 – pompe
3 – maniflod de aspirație
4 – maniflod de refulare
5 – încărcător
6 – furtun
7 – cap hidraulic
8 – prăjina de antrenare
9 – prăjini de foraj
10 – prăjini grele
11 – orificii
12 – spațiu inelar
13 – prevenitor de erupție Rolul acestuia este de a prepara, trata și a ci rcula fluidul de foraj în sond ă, fluid care
are scopul de a echilibra presiunea din zăcământ, răcește capul de foraj (sapa), antrenează și
aduce detritusul la suprafața, antrenează turbina de foraj.
Se compune din:
– pompe cu piston necesare pompării noro iului de foraj în sondă
– pompe centrifuge sau cu piston necesare pompării fluidului de foraj, a apei sau a
amestecurilor chimice la suprafață, pentru prepararea sau depozitarea fluidului de foraj
– instalații agregate anexe pentru circulația, depozitarea, curățirea și pomparea
fluidului de foraj
Figura 8.2 Sistemul de circulație
Funcțiile sistemului de circulație sunt :
– spălarea tălpii sondei;
– evacuarea detritusului;
– răcirea si ungerea sapei;
– realizarea contrapresiunii pe stratul geologic;
– colmatarea pereților sondei.
Parametrii principali ai sistemului de circulație sunt presiunea, debitul si puterea
hidraulic ă. În cadrul sistemului de circulație toate p ărțile componente sunt expuse
fenomenului de coroziune.
POMPA
DE
NOROI
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 52 8.2 Structura sistemului de circulație și modul de lucru
La o sondă forată rotativ echipamentul aferent este necesar să îndeplinească trei
funcțiuni principale:
1 – apăsare pe sapă;
2 – rotație la sapă;
3 – circulație de fluid.
Sistemul de circulație este prezentat în figura 8.2 și cuprinde:
– pompele de noroi;
– manifoldul de refulare si cel de aspirație;
– încărcătorul;
– furtunul hidraulic;
– capul hidraulic;
– garnitura de foraj;
– instalații pentru depozitare, preparare si cură țire a fluidului de foraj :
– site vibratoare;
– habe pentru: – site, preparare fluid, apa, substanțe chimice;
– depozitarea fluidului de foraj;
– lucru.
– jgheaburi, hidrocicloane.
În proiectar ea sistemului de circulație există două tendințe:
– pompele de foraj pot participa în manipularea noroiului pentru operațiile de
depozitare,cură țire si preparare împreuna cu pompele speciale de manipulare;
– pompele de foraj nu participa la manipularea noroiului, ele având numai rolul de
pompare a noroiului în sond ă; manipularea noroiului făcându -se numai prin pompe speciale.
În acest sens am prezentat schi țele a doua instalații de noroi din cadrul instalațiilor de
foraj:
– instalația de foraj 3DH – 200;
– instalația de fo raj 4DH – 315.
Toate elementele sistemului de circulație sunt supuse fenomenului de coroziune, sub
diferite forme ale sale, care se vor prezenta în continuare.
8.3 Activitatea coroziv ă a mediului de lucru în cadrul
sistemului de circulație
Sistemul de circulație este supus la coroziune atât în interior datorită agresivității
fluidului de foraj cât și la exterior datorită agresivității mediilor naturale (apa, aer, sol) și
solicitărilor mecanice (strângere, tracțiune, stări de tensiuni).
a) Ag resivitatea fluidului de foraj
Principalii agenți corozivi sunt conținuți în fluidul de foraj. Natura și concentrația acestora
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 53 sunt dependente de tipul fluidului de foraj, natura rocilor traversate, gradul de curăț are etc.
Acțiunea lor asupra materialelor metalice poate fi influențat ă de presiunea de lucru,
temperatura pe care o capătă în procesul de foraj, viteza de curgere, gradul de agitare,
posibilitatea de împrospătare etc.
La utilajul de foraj întâlnim următoarele forme de coroziune:
– coroziune unifo rmă, generalizată;
– coroziune locală, tip ciupitură sau pitting;
– coroziune fisurantă sub tensiune.
Pe tot parcursul de desfășurare, coroziunea este însoțit ă de uzare prin adeziune,
abraziune și eroziune, iar uneori de uzarea prin cavitație.
Ȋn practica forajului sunt folosite multe calități de fluide de foraj. La stabilirea
compoziției fluidului de foraj se tine seama de capacitatea de transport a detritusului rezultat
prin dislocarea rocilor și de stabilitatea găurii de sondă. Cel mai simplu f luid de foraj este
format din apă , bentonită hidratată și var stins. Pentru obținerea unei vâscozități optime din
punctul de vedere al capacitații de transport se adaugă amidon sau corboximetilceluloza
(CMC).
Pentru adâncimi mari de foraj se folosesc:
– fluide de foraj tratate cu lignosulfonat;
– fluide cu clorură de potasiu (pentru argile sensibile la apă);
– fluide sărate -saturate (pentru traversarea straturilor de sare sau a celor sensibile la apă).
Se constată, că încă de la preparare, fluidele de f oraj conțin agenți corozivi la care se
adaugă oxigenul, dioxidul de carbon, bacteriile prezente în apa de preparare, o serie de săruri
agresive dizolvate din rocile forate (săruri de magneziu, calciu, potasiu și sodiu) și gazele
agresive conținute de acest ea. Fluidul de foraj mai conține pe lângă agenții corozivi existenți
la preparare, și cantități apreciabile de oxigen și dioxid de carbon. Concentrația fluidului de
foraj în oxigen crește la trecerea acestuia prin sitele vibratoare și prin menținerea în
rezervoarele descoperite.
Dioxidul de carbon dizolvat în apă, la presiunile ridicate la care lucrează fluidele de
foraj, formează acidul carbonic ce atacă direct oțelul. Dioxidul de carbon poate proveni și
din stratul traversat și din activitatea bacteriană.
Bacteriile, prezente în fudul de foraj cu un conținut ridicat de amidon, produc pe lângă
dioxidul de carbon și o cant itate apreciabilă de hidrogen sulfurat.
Un asemenea fluid de foraj trebuie tratat obligatoriu cu un bactericid.
Prin dizolvarea sărurilor pe baza de magneziu, se formează un hidroxid insolubil, care
face ca PH -ul fluidului de foraj, la o concentrație rid icată, să ajungă la valori de ordinul 7,5
valori care favorizează precipitarea hidroxidului, cu formarea unor compuși de tip oxicloruri
ce determină coroziunea locală.
Gazele pătrunse din formațiunile traversate au în cea mai mare parte un caracter a cid, ele
conținând apă sărată, dioxid de carbon, hidrogen sulfurat, etc.
Toate aceste elemente aflate în compunerea fluidului de foraj duc la intensificarea
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 54 procesului de coroziune respectiv la deteriorarea sistemului de circulație și se poate proteja
prin introducerea unor inhibitori de coroziune în fluidul de foraj.
Un alt mediu coroziv în cazul sistemului de circulație îl reprezintă mediul natural (aer,
apă, sol) mediu care produce coroziune atmosferică,coroziune în sol, coroziune
microbiologică etc.
b) Coroziunea atmosferic ă
Este una din principalele forme de distrugere electrochimică a materialelor metalice.
Agenții corozivi se află atât în aer, cât și în vapori de apă sau apă provenită din precipitații.
Agresivitatea atmosferei se definește prin intensitatea de acțiune, caracterizată prin
indicele de penetrație.
Agenții corozivi pot fi:
– gazoși: gaze diferite, ceață etc.;
– lichizi: ape, soluții:
– solizi: săruri, cenușă, praf, pulberi solide(nisip, oxidul de fier), etc.
Pentru factorii agresivi în stare gazoasă cu temperatura mai mică de 50° C, clasa de
agresivitate se stabilește în funcție de umiditatea relativă și concentrația aerului în compuși
agresivi. Pentru solidele existente în aer , agresivitatea se stabilește în funcție de umiditate.
Dintre pulberile solide amintim:
– pulberi slab solubile (nisip, oxidul de fier, oxidul de aluminiu etc);
– pulberi puțin higroscopice și ușor solubile (sulfatul de calciu,carbonatul de sodiu sau
de potasiu etc.);
– pulberi solubile ș i higroscopice (clorura de calciu, sulfați de fier, sulfați de zinc,
sulfați de mangan etc.);
– pulberi solide care intensific ă agresivitatea la o umiditate relativ ă mai mare de 60%
(clorurile de sodiu, potasiu, amoniu;sulfații de sodiu, potasiu, amoniu; f luorurile de magneziu,
aluminiu, zinc, fier etc.).
Distrugerea materialului se datorează prezenței sau formării pe suprafețele metalice a
unei pelicule subțiri de apă ce conține agenții corozivi. Pelicula prezentă are o rezistivitate
mică și în ace lași timp permite difuzia gazelor active din aer către metal.
Electrolitul – pelicula de apă – poate fi continuă sau localizată pe suprafață, în funcție
de umiditatea relativă și condițiile de formare. Procesul de coroziune se desfășoară rapid în
momentul în care grosimea peliculei de apă a depășit m (10 g/m2) și atinge o intensitate
maximă la o grosime de peliculă de apă de 300 m. Ȋn condițiile țării noastre, viteza de
coroziune este dependentă de anotimp, astfel încât, fa ță de vară, considerat anotimp uscat,
viteza de coroziune este :
– de două ori mai mare iarna;
– de trei ori mai mare primăvara;
– de patru ori mai mare toamna.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 55 Un alt aspect important în agresivitatea mediului îl constituie faptul că atmosferele din
diverse zone ale teri toriului au compoziții diferite influențând diferit fenomenul de coroziune.
Ȋn condiții atmosferice diverse (ploaie, ceată, vânt, soare) procesul electrochimic este
favorizat de :
– prezenta impurităților nemetalice în și pe suprafața expusă;
– existența de discontinuități sau defecte în stratul de oxid deja format;
– rugozitatea suprafețelor;
– aerarea diferită;
– conținutul diferit în săruri dizolvate;
– mărimea temperaturii și stabilitatea acesteia în timp;
– umiditatea relativă;
– capacitatea de umectare a suprafeței metalice;
– acțiunea de uscare a razelor solare;
– intensitatea și direcția vântului etc.
8.4 Comportarea la coroziune, influența factorilor de lucru și mijloacele de
creștere a rezistenței la coroziune a elementelor componente din cadrul
sistemului de circulație al sondelor de foraj
Pompele de noroi sunt pompe, cu pistoane (duplex cu dublu efect sau triplex cu
simplu efect) sau cu plungere, volumetrice, ce intră în componența instalației de foraj
respectiv a sistemului de circulație pentru a realiza transportul fluidului de foraj necesar
forării sondei.
Pompele de noroi sunt supuse atât agresivității fluidului de foraj , cȃt și fenomenului de
uzare prin eroziune, abraziune, și uneori de uzarea prin cavitație. Ele prezintă câ teva avantaje
importante:
– presiunea este independentă de debit;
– sunt pompe cu debit relativ mic și presiuni mari;
– procesele hidraulice sunt relativ simple;
– construcția este simplă;
– ușor de exploatat și de întreținut.
Cele mai uzate cuple d in cadrul pompelor de noroi sunt cuplele cilindru -piston și
supapa -scaun , dar și alte elemente din componența pompelor și anume: cămăși, bucșe, tija
pistonului sau tija prelungitoare . Frecarea se desfășoară la nivelul contactului alunecător și
acționează în sensul imobilizării suprafețelor. Frecarea este însoțit ă de încălzire, uzur ă,
vibrații, care înrăutățesc caracteristicile funcționale ale cuplei de frecare și înlesnesc apariția
deformării plastice a cristalelor din suprafață. Astfel, deformarea plastic ă și transformările
structurale superficiale modifică profund comportarea materialului în mediul activ de lucru.
Deoarece, sfărâmăturile de roc ă desprinse de sapă și aduse la suprafață nu reușesc să
fie reținute în totalitate de sitele vibratoare și nici d e denisipatoare, acestea, prin aspectul lor
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 56 dur și datorită vitezei mari din circuit, pătrund între suprafețele în mișcare (cămașa -piston,
tija-cutia de etanșare) producând erodarea suprafețelor respectiv uzarea lor prin eroziune.
Pentru a întârzia acest f enomen de uzare a pompelor se iau m ăsuri după cum urmează:
– introducerea hidrocicloanelor pentru eliminarea cât mai accentuat ă a nisipului din
noroiul de foraj circulat;
– modificări ale formei pieselor pentru obținerea suprafețelor cȃt mai mici în contac t
cu noroiul, sau forme constructive care le fac mai rezistente eroziunii;
– tipizarea pieselor de mare consum la un număr cȃt mai mare de tipuri de pompe
astfel obținându -se o tipodimensiune de pompe care au aceleași cămăși, pistoane, supape și
unele dime nsiuni ale cilindrilor camerelor de supape, tije, tije prelungitoare, diametrul
colectoarelor de refulare și aspirație etc.;
– confecționarea pieselor din materiale de calitate superioar ă cu prelucrare superioar ă;
în cadrul ultimei m ăsuri enumerate voi exemplifica mai detaliat pentru piesele cele mai uzate
din componența pompelor de noroi după cum urmează:
l) Pistonul pompelor de noroi
Poate fi cu garnitur ă detașabil ă (fig. 8.3 a) sau cu garnitur ă vulcanizat ă pe partea
metalic ă (monobloc) și este compus din corp metalic 1, garnitura 2, taler 3 și inel de siguranț ă
4 (vezi fig. 8.3 b).
a b
Figura 8.3 Pistoane pentru pompe de noroi:
a) cu garnitur ă demontabil ă; b) monobloc
Corpul pistonului se execut ă din oțeluri aliate cu Cr sau Mo, deoarece pistoanele se
pot uza prin ero ziune la suprafața conic ă și la suprafața cilindric ă, respectiv uzura exterioar ă a
garniturii sau chiar ruperea ei . Suprafețele conice și cele cilindrice se călesc superficial pe
adân cimea de minimum 2 mm după care se recomand ă aplicarea unui tratament antigripant
(zincare, cadmiere etc.). Ȋn ceea ce privește garnitura de cauciuc ea se execut ă cu suprafețe
foarte netede, cu durități mari, din cauciucuri superioare sau din materiale sin tetice având la
bază inserții de pânz ă.
Pe periferia pistonului se afl ă un canal care indic ă adâncimea p ână la care este permis ă
uzura (1 mm pe raz ă).
2) Cămăși sau bucșe (vezi fig. 8.4)
Când garnitura de etanșare a cămășii este uzat ă, noroiul refulat de o faț ă a pistonului,
trece printre corpul cilindrului și suprafața exterioar ă a cămășii, în partea de aspirație a
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 57 pistonului, determinat ă prin viteza mare din acest spațiu și prin conținutul sau, erodarea
cămășii și a corpului.
Ca o măsura constructiv ă s-a realizat tipizarea diametrului gulerului și a diametrului
exterior , dar și a garniturilor de etanșare ale cămășii.
Cămășile pot fi tipizate complet la toate cotele și prin aceasta se tipizează locașul în
corpul cilindrului, felinarul, garniturile de e tanșare, capacul cilindrului și extractorul cămășii.
Cămășile pompelor se execut ă din oțel aliat cu crom (41Cr10) iar pentru pompele mai mici se
execut ă din otel de cementare (OLC 16). Suprafața interioar ă se călește superficial (respectiv
se cementează și se călește ) și se prelucrează la rugozități foarte mici (0,l ÷ 0,4). Stratul călit
sau cementat este de minimum 2 mm.
Figura 8.4 Cămașa pentru pompa de noroi
3) Tija pistonului (fig. 8.5)
Tijele se uzează pe partea cilindric ă în dreptul garniturilor din cutia de etanșare și prin
erodare, pe partea conic ă. Tijele se execut ă din o țel C45 ( OLC45 ), iar pentru pompele mari
din o țeluri aliate (41MoCrl1 sau 41Cr10). Pentru a întârzia procesul de uzare tijele se tratează
termic, se călesc superficial la adâncimea de
3-5 mm, iar partea cilindrică se cromează dur (grosimea de 0,2 mm). Se recomandă ca partea
conică și filetele să se tr ateze antigripant (zincare, cadmiere etc.). Piulițele se realizează din
aceleași materiale.
O altă măsura o reprezintă tipizarea lungimii tije, mărimea conului pe care se așează
pistonul, filetelor de la capete, piulițelor, iar cutia de etanșare a tije i pistonului poate fii
tipizată după corpul cilindrilor și diametrul tijelor.
Prin aceasta se poate tipiza forma și dimensiunile gamiturilor. Garniturile sunt în
formă de V (cu autoetanșare) și realizate din pânză cauciucată. Se recomandă ca garniturile s ă
fie grafiate și pentru presiuni mari să se monteze în pachet succesiv,o garnitură cu duritate
mai mare (80 – 85 Shore) și următoarea cu duritate mai mică (65 – 70 Shore).
Tija este unsă cu ulei sub presiune pentru a împiedica agenții corozivi să acționez e,
aceasta ducând la o durată de funcționare mai mare.
Figura 8.5 Tija pompe1or 2PN -400; 2PN -630; 2PN -800
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 58
4) Tija prelungitoare (vezi fig. 8.6)
La pompele mari pentru a scurta lungimea tijei pistonului se folosește tija
prelungitoare care se înfiletează cu un capăt în capul de cruce.
Tijele prelungitoare se execută din aceleași materiale ca și tijele pistoanelor și se
aplică aceleași tratamente termice și acoperiri superficiale.
Figura 8.6 Tija prelungitoare: 1) tija propriu -zisă; 2) piuliță.
5) Supapele (fig. 8.7)
Distribuția oricărei pompe de noroi se face prin supape comandate de presiunea creată de
piston și pot fi supape de aspirație sau de refulare. Dimensiunile de bază în scopul tipizării
sunt: conicitatea 1:6 pentru toate pompele de noroi; diametrul mare al l ocașului conic din
corpul cilindrului.
Dacă scaunul nu are exact conicitatea locașului, se va sprijini sau la baz ă sau la vârf, și
în funcționare se va deforma, iar noroiul va intra în spațiul rămas liber, iar după un timp
oarecare va eroda, fie scaunul, f ie corpul cilindrilor. Ȋn funcționare se uzează suprafețele de
contact dintre scaun și corpul supapei. Ȋn ambele cazuri piesele uzate se recondiționează prin
strunjire și aplicarea tratamentului termic indicat pentru piesele noi (călire). Atunci când
cozil e supapei sunt uzate sau rupte se schimb ă corpul supapei, iar garnitura se schimb ă, sau se
poate întoarce pe cealaltă parte .
Figura 8.7 Supapa pompei 2 PN -630
l-scaun; 2 -disc; 3 -garnitura; 4 -taler; 5 -inel secționat; 6 -arc; 7 și 8- manșete de cauciu c; 9- arc
8.5 Manifoldul de aspirație și de refulare
Manifoldul (claviatura pompelor) reprezintă un complex de conducte și organe de
închidere care compun circuitele de aspirație și de refulare ale pompelor de noroi și care are
rolul de a asigura funcționalitatea pompelor de noroi.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 59 Manifoldul de aspirație asigură asp irația pompei de la habe, beciul sondei, conducta de
apă și batalele de rezervă, iar manifoldul de refulare conduce fluidul vehiculat de pompa spre
capul hidraulic, habe (pe conducta de sterp) și diverse alte obiective (mixer, umplerea sondei
etc).
Aces te sisteme de conducte sunt destinate vehiculării fluidului de foraj și au în
alcătuire, pe lângă conductele componente și racordurile de alimentare și alte componente
cum sunt: stații de comandă, stații de reglare -măsurare a cantităṭii de fluid de foraj, stații de
încălzire a fluidului vehiculat, etc.
Țevile din oțel care compun tubulatura conductelor sunt realizate prin laminare (țevi
fără sudură) sau prin roluire (curbare) și sudare longitudinală sau elicoidală.
Țevile utilizate la realizarea tubulaturi lor conductelor se realizează din oțeluri aliate
sau slab aliate hipoeutectoide cu structur ă ferito -perlitică, iar creșterea caracteristicilor
mecanice se realizează în principal prin creșterea concentrației carbonului, care are ca efect
mărirea conținutul ui procentual de perlită din structură.
Sudabilitatea acestor oțeluri este satisfăcătoare dacă concentrația carbonului nu este
mărită excesiv (nu depășește 0,3….0,31 %) și dacă se aleg convenabil procedeul și regimul de
sudare.
O altă gamă de oțeluri „mo derne” folosite în realizarea țevilor pentru conducte sunt
oțelurile slab aliate cu rezisten ță mecanic ă ridicat ă care au structura cu ferit ă acicular ă (bainită
cu conținut scăzut de carbon) caracteristicile lor ridicate de rezistența mecanică realizându -se
în principal prin obținerea unor granulații foarte fine și asigurarea unor efecte de durificare
prin precipitarea unor compuși intermetalici (nitruri sau carbonitruri de dimensiuni
submicro scopice ale elementelor cu care sunt microaliate).
Circuitul de aspirație și de refulare este supus unui proces complex de uzare prin
eroziune la interior datorită acțiunii agresivității fluidului de foraj și frecării , dar și de uzare
prin coroziune atmosf erică la exterior. Ca măsuri de creștere a rezistenței la coroziune se
realizează:
– acoperirea exterioar ă prin aplicarea de straturi de grund și de vopsea;
– acoperirea interioar ă a țevilor cu un strat protector de rășini epoxidice cu grosime de
ordinul 1 50 m. Acest strat constă într -o aderentă ridicată, nu întrețin arderea și o stabilitate
bună în produse petroliere.
Pentru condiții grele de lucru (temperaturi de 90° C, conținut ridicat de H 2S și CO 2) se
recomandă mai întâi aplicarea unui strat de adere nță constituit din rășini epoci -fenolice ce
conțin ca inhibitor de coroziune, cromatul de zinc.
Robinetele sunt elemente importante ale conductelor destinate obturării totale sau
parțiale a circulației fluidului prin conductă. Procesul de coroziune acțione ază atât la interiorul
cât și la exteriorul robinetului.
Coroziunea interioară duce la pierderea capacitații de închidere total ă și la dificultatea
manevrării, iar coroziunea exterioar ă face sa scad ă local grosimea de perete.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 60 Protecția interioar ă const ă în acoperirea cu lacuri lubrifiante (amestecuri de r ășini
sintetice cu lubrifianți solizi, cum ar fi: grafitul, bisulfura de molibden etc.) a întregului sistem
de închidere și a interiorului corpului.
Lacurile lubrifiante pot suporta presiuni de pân ă la 7 ∙ 105 N/mm2 (7 bar) , dacă au o
grosime de maxim 30 m.
Protecția exterioar ă de fabric ă este constituit ă dintr -un strat de poliuretan sau de
polietilen ă sinterizat ă. Pentru refacerea izolației exterioare a robinetelor și fitingurilor ce
lucrează la tempe raturi mai mici de 50 °C se folosesc benzi bituminoase aplicate la cald , în 2
straturi cu grosime total ă de 4 mm.
8.6 Căile și mijloacele de creștere a durabilității sistemelor
hidraulice ale pompelor de foraj
Prin durabilitate se înțelege timpul scurs între dou ă reparări succesive, consumat
integral pentru funcționarea utilajului. Durabilitatea pompelor de foraj depinde de rezisten ța la
uzare a elementelor sistemelor hidraulice ale acestora, elemente care reprezintă repere de
mare uzur ă în cadrul utilajului petrolier.
Durabilitatea pieselor supuse frecării este determinat ă în principal de starea
suprafețelor în contact și de natura straturilor superficiale.
Uzarea este un proces foarte complex care se produce în urma frecării proeminentelor
suprafețelor conjugate, deformării plastice și distrugerii vârfurilor microasperităț ilor. Se
ecruisează și se modific ă structura și calit ățile fizico -mecanice ale stratulu i superficial. Pe
lângă fenomenele mecanice, în timpul uzării au loc și fenomene fizico -chimice dependente de
mediul în care are loc uzarea.
Uzarea depinde de mai mulți factori cum ar fi:
– rugozitatea și duritatea stratului superficial, deci de condiții le de prelucrare a suprafețelor,
– de presiunea specific ă și de viteza de deplasare relative a suprafețelor;
– de eventualele particule dure care ajung între aceste suprafețe, precum și de produsele uzării,
de mediul ambi ant etc.
După cum s -a arătat mai sus, o mare importanț ă asupra uzurii o are rugozitatea
suprafețelor. Aceasta trebuie s ă aibă o valoare optim ă.
Pentru a asigura pieselor rezistenț ă ridicat ă la uz are, suprafețele trebuie prelucrate prin
metode de mare finețe (honuire în cazul c ămășilor ci lindrice, rectificare în cazul tijelor de
pistoane).
De asemenea, s-a mai constatat c ă prin roluirea cu presiuni mari de contact, care
produce un grad superior de deformare plastic ă, are loc o durificare a suprafeței piesei. S -a
ajuns la concluzia c ă pentru oțelurile martensito -austenitice, creșterea durității poate înregistra
valori importante în urma roluiri i.
Creșterea durității pieselor din oțel călit având structur ă martensito -austenitic ă,
obținut ă prin roluirea lor, se explic ă prin fenomenul de durificare datorat deformării plastice
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 61 propriu zise, precum și prin descompunerea austenitei remanente și transformarea ei în
martensit ă că și prin formarea în cursul deformațiilor a unei carburi foarte dispersate.
De asemenea, pe lângă durificarea stratu lui superficial roluirea mai contribuie și la
scăderea rugozității suprafeței prelucrate.
Ȋn urma cercetărilor efectuate, s -a ajuns la concluzia c ă uzura pieselor roluite este cu
(34…49 %) mai mic ă decât a celor rectificate.
Altă metod ă pentru creșterea r ezistenței la uz are este aplicarea unor tratamente
termice clasice cum ar fi: – călire urmat ă de revenire, carbonitrurare, cianurare urmat ă de
călire și revenire, metalizare prin difuzie etc. Îns ă, aceste tehnologii prezintă o serie de
neajunsuri , cum ar fi existența unor instalații complicate, un număr mare de operații
costisitoare, deformări mari ale pieselor, unele din aceste tehnologii caracterizându -se prin
valori relativ mici în ceea ce privește rezisten ța la uz are.
Un tratament care se poate aplica cămășilor cilindrice ale pompelor de foraj este
cromarea poroas ă care conduce la creșterea rezistenței lor la uz are de mai mult de dou ă ori.
Rezistența la uz are depinde mult de felul porozității acoperirii (mărimea zone lor de crom,
lățimea și adâncimea can alelor dintre acestea).
O alt ă metod ă de creștere a durabilității stratului superficial, deci de creștere a
durabilității pieselor este călirea prin CIF care prezintă o serie de avantaje fat ă de alte metode
de tratament termic și anume: productivitate mare, lipsa deformațiilor remanente (datorit ă
duratei de tratament scurte, miezul r ămâne rece), economie de energie electric ă față de
metodele de tratament care folosesc cuptoare electrice (obișn uite), condiții de munc ă igienice
etc.
Călirea CIF prezintă îns ă și unele dezavantaje și anume: procedeul este limitat de
configurația piesei , deoarece o configurație complicat ă necesit ă un inductor complicat și de
asemenea impune o cinematic ă corespunzăto are la încălzire care s ă asigure un strat uniform.
Pentru c ămășile pompelor de foraj se aplic ă metoda călirii continue progresive,
avându -se grij ă ca piesa și inductorul s ă fie bine centrat e.
Pentru asigurarea unei încălziri uniforme a suprafeței se pot aplica dou ă metode :
– rotirea bobinei inductorului faț ă de orificiu,
– rotirea piesei faț ă de bobin ă.
Aceeași metod ă aplicat ă în cazul c ămășilor cilindrice se aplic ă și pentru tijele
pistoanelor pompelor de foraj.
Potrivit teoriilor moderne referitoare la natura proceselor de frecare -uzare, capacitatea
ridicat ă de lucru poate fi atins ă prin optimizarea structurii straturilor aflate în imediata
vecinătate a suprafețelor pieselor, acestea trebuind s ă răspundă următoarelor cerințe:
– plasticitate ridicat ă și tendinț ă cât mai redus ă spre ecruisare prin deformare
– mare afinitate către oxigen cu formarea de structuri oxidate de tipul soluțiilor solide
– conductibilitate termic ă mare, aceasta permițând reducerea efectului de
supraîncălzire al suprafețelor în zona de contact.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 62 Toate acestea sunt satisfăcute de către straturile de nitruri formate în urma procesului
de cementare cu azot a oțelului. Rezultate bune în creșterea rezistenței la uzare se obțin în
urma nitrurării la temperaturi joase (350 … 650 0C), tratament ce înlătur ă și multe din
neajunsurile tratamentelor clasice.
După nitrurare nu se aplic ă alte tratamente termice așa cum se face după carburare sau
carbonitrurare , iar t ratamentul de nitrurare se aplic ă de obicei pieselor în stare finit ă. Prețul d e
cost al tehnologiei nu este mare , deoarece nitrurarea simpl ă se face la o temperatur ă joasă,
consumul de energie este redus și cuptoarele se pot folosi un timp mai îndelungat.
Dezavantajul cel mai important al nitrurării este durata mare a acestuia (tabe lul 8.1 –
60 – 120 ore din care cca 30 – 80 ore este timpul de menținere, iar 30 – 40 de ore este timpul
consumat cu încălzirea și răcirea piesei . De asemenea, trebuie limitat conținutul de azot în
cazul oțelurilor aliate deoarece în cazul unui conținut ridicat stratul rezultat devine fragil. Se
mai limitează și adâncimea stratului comparativ cu grosimea sau diametrul piesei, datorit ă
creșterii deformațiilor și duratei tratamentului.
Tabelul 8.1 Parametrii regimului de lucru la tratamentul termochimic de nitrurare aplicat la pentru tijel e
pistoanelor pompelor de foraj
Marca oțelului Temperatura de
nitrurare, oC Durata de menținere
orientativă, ore Grosime
strat (orientativ) , mm HV a stratului
nitrurat
38MoCrAl 09 500 … 520 48 … 60 0,40 … 0,50 1000 … 1100
540 40 0,50 … 0,60 900 … 1000
510 pt. tr. I.
550 pt. tr. II. 15
25 0,50 … 0,60
0,50 … 0,60 850 … 950
850 … 950
Fig. 8.8 Carbon itrurarea în gaze , [17]
Ca variantă economică, se poate recurge la tratamentul termochimic de carbonitrurare
[17], (diagrama din fig. 8.10), la care răcirea se efectuează în ulei, în loc de apă. Deformațiile
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 63 sunt mai mici, iar duritatea mai mare decât la carburare. Stratul este anticorosiv, conține
însă mai multă austenită reziduală, fiind indicată și apli carea tratamentului sub 0 0C.
Un alt procede u diferit de cele tradiționale este nitrurarea ionic ă căreia în ultima vreme
i se acordă o atenție deosebit ă. Ea se realizează cu ajutorul unei descărcări luminiscente în
regim anormal, amorsat ă într-un amestec gazos N 2-N2.
Ca parametrii de tratament ai ac estui procedeu care determin ă condițiile de formare a
diferitelor straturi sunt:
– temperatura (dat ă de intensitatea curentului de descărcare),
– tensiunea (determin ă intensitatea de pulverizare),
– compoziția amestecului gazos,
– presiunea gazului,
– compoziția metalului tratat.
Prin descărcarea luminiscent ă în regim anormal rezult ă un bombardament ionic asupra
piesei rezultând straturi a căror compactitate este superioar ă celei specifice straturilor obținute
prin nitrurarea tradițional ă. Pulverizarea catodic ă mai are dou ă efecte importante:
– elimin ă umflarea piesei datorit ă absorbției azotului și carbonului;
– conduce la o suprafața foarte rugoas ă ce poate fi ameliorat ă când se pleacă de la o
suprafața brut ă de prelucrare.
Nitrurarea ionic ă prezintă ș i următoarele avantaje: se micșorează timpul de execuție al
piesei (de 2 … 3 ori), acest tratament se poate aplica d upă prelucrarea prin degroșare,
variațiile dimensionale și deformațiile sunt foarte mici.
Tratamentul se realizează legând piesa la catodul unei surse de curent de 400 … 1100
V, anodul fiind recipientul în care se efectuează tratamentul termic. Ionii gazului
bombardează suprafața catodului, încălzindu -l până la temperatura de saturație. Procesul se
realizează în două etape: curăț area suprafe ței timp de 5 … 60 min, folosind parametrii:
tensiunea 1100 … 1400 V, presiunea (1,2 … 2,5 ) 104 bar, temperatura suprafeței piesei 250
0C și nitrurarea propriu -zisă, utilizând regimul: tensiunea 400 … 1100 V, presiunea (1 … 10)
103 bar, temperatura nitrurării 470 … 580 0C, durata 1 … 24 h.
Asupra durabilității elementelor sistemului hidraulic al pompelor de foraj acționează și
fluidul vehiculat, mai exact particulele dure aflate în suspensie în acesta.
Ȋn urma cercetărilor efec tuate în laborator s -a ajuns la următoarele concluzii:
– uzura abraziv ă datorat ă granaților folosiți în locul baritei, poate fi redus ă prin
introducerea în fluidul de foraj a unor polimeri care formează o pelicul ă de lubrifiere;
– uzura eroziv ă a fluidelor de foraj poate fi diminuat ă prin creșterea densității acestora
(în cazul îngreunării cu granați).
Durificarea interiorului c ămășii se poate realiza și printr -un tratament termochimic de
borurare. Duritatea stratului dep ășește (1800 -2000) HV și este superioar ă durității
principalilor abrazivi din fluidul de foraj ( dioxidul de siliciu ce are HV=1400 -1500; oxidul de
aluminiu cu HV = 1800 – 1900; cuarțitul cu HV=1400 -1600; calcarul cu HV=400 -600;
cărbunele cu HV = 200 – 400).
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 64 Tot pentru creșterea durității stratului superficial de la interiorul c ămășii, s -au efectuat
încercări de acoperire prin centrifugare cu font ă albă ledeburitica. Atât borurarea cât și
acoperirea cu font ă albă nu sunt folosite curent la fabricarea c ămășilor de pomp ă.
Conclu zii:
Elementele de mare uzur ă ale pompelor de foraj sunt: ansamblul cămașă-piston, tija
pistonului, supapa. Acestea se execut ă din oțeluri slab aliate de îmbun ătățire, iar manșeta din
cauciuc acril -nitrilic (MN 2) sau nitrilic -carboxilic (NC).
Tratamentel e termice recomandate prin documentația tehnic ă pentru aceste piese
expuse uzurii abrazive și erozive sunt: îmbun ătățirea, călirea superficial ă la cămașa cilindric ă
și tija pistonului.
Fluidele de foraj prin conținutul ridicat în particule abrazive contri buie la uzarea
tuturor elementelor de pomp ă. În condițiile folosirii granaților ca elemente de îngreunare în
locul baritei, la contactul alunecător metal -metal, abrazivitatea crește de la aproximativ 4 la 8,
mărindu -se concentrația granaților în fluidul de foraj de la 25 % la 50 %.
Ȋn condițiile solicitării la eroziune, fluidele îngreuiate cu granați prezintă o abraziune
cuprins ă între 2 și 3,5 pentru concentrații de 25 %, respectiv 100 %.
Reducerea de cel puțin 2 ori a acțiunii abrazive și erozive a fluidului de foraj se poate
obține prin introducerea unor polimeri în proporție de 5 % de tipul “Petrogel” de provenienț ă
SUA sau “Olein” produs în Romania .
Formele principale de uzare sunt următoarele:
– la cămașă: uzur ă abraziv ă în medii care pot fi și active din punct de vedere chimic
– la corpul pistonului: uzur ă abraziv ă la manșet ă și uzur ă coroziv ă de contact la interior
unde vine în contact cu tija.
– la manșeta pistonului: uzur ă abraziv ă în zona de etanșare, uzur ă coroziv ă la contactul
cu corpul pistonului și oboseal ă.
– la supape: uzur ă prin eroziune.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 65 CONCLUZII GENERALE
Pentru atingerea scopului oricărei firme – obținerea profitului – managementul trebuie
să găsească soluțiile optime în cadrul unui proces economic.
Optimizarea proceselor economice constă în găsirea acelor soluții care să asigure
realizarea funcției scop (maximizarea profitului, minimizarea cheltuielilor, maximizarea
productivității etc.).
Se consideră că o activitate este eficientă dacă încasările obținute din v ânzarea
produselor / serviciilor pe piață, depășesc cheltuielile generate de obținerea acestora.
Indiferent de operațiile necesare realizării unui produs, acesta trebuie să urmărească
încă din faza de proiectare facilitarea procesului de fabricație, scurta rea timpilor de lucru (prin
eliminarea timpilor de așteptare, a timpilor „neutilizați”, prin eliminarea mișcărilor
suplimentare, a așezărilor multiple ș.a.
După realizarea fișelor de operații, a filmului tehnologic, un rol important îl are
alegerea corectă a materialului, care trebuie să respecte caracteristice mecanice impuse de
utilizarea produsului finit precum și semifabricatul din care se concep subansamblele, sau
produsul.
Calificarea operatorilor, posibilitatea utilizării maxime a capacităților de pr oducție,
echilibrarea posturilor de lucru este un alt criteriu de performanță al unei firme.
Reperul „piesă tip bielă”, realizat prin procedee clasice de prelucrare mecanică
(frezare, găurire) a avut la bază un semifabricat turnat. O altă opțiune pentru al egerea
semifabricatului, poate fi – semifabricat forjat în matriță, ar avea ca rezultat o creștere masivă
a prețului de pornire a piesei, datorată costului foarte ridicat al matriței, care nu se justifică în
cazul de față, având în vedere numărul de piese realizate.
Cu toate acestea, cea mai economică variantă ar fi realizarea produselor pe mașini cu
comandă numerică, de mare productivitate, utilizând soft -uri de generare a programelor
pentru fabricație (tehnologia CAD / CAM), micșorând astfel numărul oper atorilor, a erorilor
datorate acestora și în special eliminarea timpilor neproductivi.
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 66
Operația Așezarea Faza i ap f n NT
I A 1 1 2.0 0.18 315
79.703 2 1 2.0 0.18 315
3 1 2.5 0.22 125
4 2 2.25 0.22 50
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 67
Operația Așezarea Faza i ap f n NT
I B 5 1 2.0 0.18 315 20.017 6 1 2.0 0.18 315
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 68
Operația Așezarea Faza i ap f n NT
I C 7 1 10 15 90
54.194 8 1 10 15 90
9 1 8 10 112
10 1 8 10 112
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 69
Operația Așezarea Faza i ap f n NT
I D 12 1 0.5 0.14 450
69.937 13 1 0.5 0.14 450
14 1 0.5 0.12
long. 160
15 1 0.5 0.12 160
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 70
Operația Așezarea Faza i ap f n NT
I E 16 1 0.5 0.14 450
52.888 17 1 0.5 0.14 450
18 1 8.0 0.48
transv. 160
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 71
Operația Așezarea Faza i ap f n NT
III A 19 1 2.7 0.14 375 28.657
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 72
Operația Așezarea Faza i ap f n NT
IV A 20 1 13 0.10 160
34.288 21 1 1.7 – 40
22 1 2.4 0.13 224
23 1 1,2 – manual
UPG/IME/ IEDM – Proiect de Diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 73
Operația Așezarea Faza i ap f n NT
IV B 24 1 3.25 0.13 224 9.34
25 1 3.25 0.13 224 11.64
UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă LĂCĂTUȘ Maria -Emilia
Ploiești 2019 pag. 74
BIBLIOGRAFIE
1. A. Vlase, A. Sturzu, I. Bercea – Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare și norme
tehnice de timp, Editura Tehnică, București, 1978, vol. I
2. A. Vlase, A. Sturzu, I. Bercea – Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare și norme
tehnice de timp, Editura Tehnică, București, 1978, vol. II
3. C. Picoș ș.a., Proiectarea tehnologiilor de prelucrare mecanică prin așchiere, Manual de
proiectare, vol. I și II, Editura „Universitas”, Chișinău, 1992.
4. *** – Normativ un ificat pe economie pentru prelucrări pe strunguri, NT 174, 1990
5. C. Picoș, Gh., Ailincăi, Cz. Bohosievici, Gh. Coman – Calculul adaosurilor de prelucrare și
a regimurilor de așchiere, Editura Tehnică, București, 1974
6. C. Picoș, Gh. Coman, N. Dobre, O. Prute anu, Cos. Rusu, Șt. Rusu, Șt. Trufinescu –
Normarea tehnică pentru prelucrări prin așchiere, Editura Tehnică, București, 1979, vol. I
7. C. Picoș, Gh. Coman, N. Dobre, O. Pruteanu, C. Rusu, Șt. Rusu, Șt. Trufinescu – Normarea
tehnică pentru prelucrări prin a șchiere, Editura Tehnică, București, 1982, vol. II
8. https://www.hoffmann –
group.com/medias/sys_master/imag es/images/ha9/h86/8856277712926/03913 -en-Pfund –
screen -NO-PRICE.pdf?attachment=true
9. Mihai l Ionescu, Șerban Nicolescu. Tehnologia forării sondelor. Edit. U.P.G. Ploiești. 2003.
10. Alexandru Popovici, Georgeta Niculae, Corneliu Dan Ene. Calculul si construcția
utilajului pentru forajul sondelor de petrol , Editura U.P.G. Ploie ști 2005.
11. Ioan Tudor, Răzvan George Rîpeanu. Ingineria Coroziunii , voI. I. Edit U.P.G. Ploiești.
2002 .
12. Ioan Tudor, Răzvan George Rîpeanu. Ingineria Coroziunii , voI. II. Edit U.P.G. Ploiest i,
2002 .
13. Ioan Tudor – coordonator, Gh. Zecheru, Ghe. Drăghici, Ilie E. Lața, Răzvan G. Rîpeanu
ș.a., Protecția anticorozivă și reabilitarea conductelor și rezervoarelor. Editura U.P.G.
Ploiești, 2007.
14. Tipuri de fluide de foraj si criterii de alegere a acestora. Tehnologii noi și îmbunătățite în
forajul sondelor de țiței , Editura Ministerului Petrolului , București , 1990.
15. Ion Costin , Pompe și instalații de noroi , Editura Tehnică, București, 1968.
16. Tabele din standardul cu Sistemul ISO de Toleranțe și Ajustaje
17. A. Neacșa, Tehnolgia Fabricării Produselor Mecanice, Notițe din Lucrările de Laborator
18. http://www.scribd.com/doc/236795488/Proiectarea -Unei -Pompe -de-Noroi
19. http://www.petrolsigaze.com/intralatia -de-forare -drilling -rig-en/
20. http://www.ondrill.ro/blog/general/lucrari -de-foraj -curs/
21. http://www.upetgroup.ro/ro/produse/echipament -auxiliar/pompe -de-noroi
22. https://www.scribd.com/doc/126071640/Pompa -2PN-400-Carte -Tehnica -UPETROM –
Ploiesti
23. https://www.autodesk.com/inventor -help
24. http://help.edgecam.com
25. http://www.sandv ik.coromant.com/en -gb/products/pages/tools.aspx
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 Tehnologică a unui Reper din Componența [602368] (ID: 602368)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.