Proiectarea Unui Cuplaj Cardanic

CUPRINS

Capitolul I

CUPLAJE. GENERALITĂȚI …………………………………………………4

1.1 CLASIFICAREA CUPLAJELOR ………………………………………..4

1.2 CUPLAJE PERMANENTE ………………………………………………4

1.2.1 Cuplaje permanente fixe ……………………………………………..4

1.2.2 Cuplaje permanente mobile …………………………………………7

1.3 DESCRIEREA CUPLAJULUI CARDANIC (CU

CON MORSE 6) ………………………………………………………………17

Capitolul II

CALCULUL DE DIMENSIONARE ȘI VERIFICARE

AL CUPLAJULUI CARDANIC ……………………………………………..20

2.1 CALCULUL DE DIMENSIONARE ȘI VERIFICARE

AL ARBORELUI CUPLAJULUI ……………………………………………24

2.2 CALCULUL DE DIMENSIONARE ȘI VERIFICARE

AL BOLȚULUI CRUCII CARDANICE ……………………………………..26

Capitolul III

TEHNOLOGIA DE PRELUCRARE

MECANICĂ PRIN AȘCHIERE A

FUSULUI – POZ.10 ………………………………………………………….29

3.1 ANALIZA CONSTRUCTIV – TEHNOLOGICĂ A

PIESEI DE PRELUCRAT ……………………………………………………29

3.2 STABILIREA TIPULUI DE PRODUCȚIE ȘI A

LOTULUI OPTIM ……………………………………………………………32

3.3 ALEGEREA SEMIFABRICATULUI …………………………………..33

3.3.1 Varianta forjată ……………………………………………………….33

3.3.2 Varianta laminată …………………………………………………….34

3.4 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC ………………………39

3.5 ALEGEREA MAȘINILOR-UNELTE ȘI A

S.D.V.- URILOR ………………………………………………………………43

3.6 CALCULUL REGIMURILOR RAȚIONALE

DE AȘCHIERE ……………………………………………………………….46

3.7 CALCULUL TEHNOLOGIC AL NORMELOR

TEHNICE DE TIMP ………………………………………………………….55

Capitolul IV

CALCULUL COSTULUI DE PRELUCRARE AL

REPERULUI „FUS” – POZ.10 ……………………………………………..62

Capitolul V

NORME GENERALE DE TEHNICA

SECURITĂȚII MUNCII ………………………………………………………66

BIBLIOGRAFIE ………………………………………………………………72

=== Proiectarea unui cuplaj cardanic ===

CUPRINS

Capitolul I

CUPLAJE. GENERALITĂȚI …………………………………………………4

1.1 CLASIFICAREA CUPLAJELOR ………………………………………..4

1.2 CUPLAJE PERMANENTE ………………………………………………4

1.2.1 Cuplaje permanente fixe ……………………………………………..4

1.2.2 Cuplaje permanente mobile …………………………………………7

1.3 DESCRIEREA CUPLAJULUI CARDANIC (CU

CON MORSE 6) ………………………………………………………………17

Capitolul II

CALCULUL DE DIMENSIONARE ȘI VERIFICARE

AL CUPLAJULUI CARDANIC ……………………………………………..20

2.1 CALCULUL DE DIMENSIONARE ȘI VERIFICARE

AL ARBORELUI CUPLAJULUI ……………………………………………24

2.2 CALCULUL DE DIMENSIONARE ȘI VERIFICARE

AL BOLȚULUI CRUCII CARDANICE ……………………………………..26

Capitolul III

TEHNOLOGIA DE PRELUCRARE

MECANICĂ PRIN AȘCHIERE A

FUSULUI – POZ.10 ………………………………………………………….29

3.1 ANALIZA CONSTRUCTIV – TEHNOLOGICĂ A

PIESEI DE PRELUCRAT ……………………………………………………29

3.2 STABILIREA TIPULUI DE PRODUCȚIE ȘI A

LOTULUI OPTIM ……………………………………………………………32

3.3 ALEGEREA SEMIFABRICATULUI …………………………………..33

3.3.1 Varianta forjată ……………………………………………………….33

3.3.2 Varianta laminată …………………………………………………….34

3.4 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC ………………………39

3.5 ALEGEREA MAȘINILOR-UNELTE ȘI A

S.D.V.- URILOR ………………………………………………………………43

3.6 CALCULUL REGIMURILOR RAȚIONALE

DE AȘCHIERE ……………………………………………………………….46

3.7 CALCULUL TEHNOLOGIC AL NORMELOR

TEHNICE DE TIMP ………………………………………………………….55

Capitolul IV

CALCULUL COSTULUI DE PRELUCRARE AL

REPERULUI „FUS” – POZ.10 ……………………………………………..62

Capitolul V

NORME GENERALE DE TEHNICA

SECURITĂȚII MUNCII ………………………………………………………66

BIBLIOGRAFIE ………………………………………………………………72

Capitolul I

CUPLAJE. GENERALITĂȚI

Cuplajele sunt organe de mașini prin intermediul cărora mișcarea de rotație se transmite fără a fi modificată, se întrebuințează pe scară largă în construcția de mașini, de corecta alegere a cuplajelor depinzând în mare măsură funcționarea sigură și îndelungată a sistemului respectiv.

Cuplajele pot îndeplini următoarele funcții simple:

transmitere de mișcare, respectiv de moment de torsiune;

comandă a mișcării;

limitare de sarcină poate fi:

cu întreruperea fluxului cinematic;

cu întreruperea temporară a fluxului;

fără întrerupere temporară a fluxului.

protecție împotriva vibrațiilor și șocurilor;

compensare a erorilor de execuție și montaj;

montare paralelă sau concurentă, permițând deplasări însemnate ale arborilor și mobilitatea acestora în timpul funcționării;

limitare de turație, putând fi o limitare maximală (nmax) și o limitare minimală (nmin);

transmitere unisens a mișcării.

Caracteristica principală a cuplajelor, depinzând de funcția cea mai importantă a acestora, este valoarea momentului de torsiune transmis.

1.1 CLASIFICAREA CUPLAJELOR

Marea diversitate a formelor constructive de cuplaje existente în practică a dus la apariția de criterii diferite de clasificare, creând, prin aceasta, dificultăți în elaborarea unei clasificări generale, unitare și atotcuprinzătoare.

În continuare se prezintă o clasificare primară tipologică, cea mai utilizată, cuprinsă și în STAS 7082 – 94, conform acestei clasificări, cuplajele mecanice pot fi împărțite în două grupe mari:

cuplaje permanente;

cuplaje intermitente.

La rândul lor, cuplajele permanente se divid în:

cuplaje fixe;

cuplaje mobile (de compensare și pentru montări paralele sau concurente).

Cuplajele mobile pot avea elementele intermediare rigide sau elastice.

În funcție de modul de cuplare și decuplare, cuplajele intermitente se clasifică în:

cuplaje comandate;

cuplaje automate.

1.2 CUPLAJE PERMANENTE

1.2.1 Cuplaje permanente fixe

Cuplajele permanente fixe realizează asamblarea permanentă rigidă a arborilor strict coaxiali, abaterile maxime admisibile de la coaxialitate sunt de 0,002 – 0,05 mm, orice depășire conducând la suprasolicitarea însemnată a arborilor și reazemelor respective.

Se întrebuințează, în principal, la arborii lungi de transmisie (poduri rulante, macarale portal), precum și în cazurile în care condițiile de montare nu permit amplasarea cuplajelor de compensare sau elastice, la turații de n < 200 … 250 rot/min.

Pentru micșorarea momentelor încovoietoare care acționează asupra cuplajelor, se recomandă montarea acestora în apropierea reazemelor.

a) Cuplaje – manșon

Cuplajele cu manșon dintr-o bucată (fig. 1.1), formate de fapt dintr-o bucșă montată pe capetele arborilor, transmit momentul de torsiune prin intermediul știfturilor (crestate sau conice), penelor paralele sau canelurilor.

Fig.1.1 Cuplaj cu manșon dintr-o bucată

Se caracterizează prin simplitate constructivă și dimensiuni de gabarit diametrale mici.

Se folosesc, de obicei, la diametre ale arborilor până Ia 70 – 100 mm. Dimensiunile constructive sunt indicate, orientativ, în fig. 1.1, la proiectare urmând să se verifice rezistența asamblărilor prin știfturi, pene sau caneluri.

La cuplajele cu manșon din două bucăți, momentul de torsiune se transmite prin intermediul forțelor de frecare care apar ca urmare a strângerii elementelor componente cu șuruburi (fig. 1.2 – STAS 870 – 93*).

Au dimensiuni mici de gabarit diametrale, permițând montarea și demontarea fără deplasarea axială a arborilor.

Ca urmare a dificultăților de echilibrare, a necesității montării unei carcase de protecție și a unei folosiri reduse în cazul sarcinilor cu șoc, au în prezent o întrebuințare limitată.

Fig.1.2 Cuplaj cu manșon din două bucăți

b) Cuplaje cu flanșă

Momentul de torsiune se transmite prin frecarea dintre flanșe, în cazul montării cu joc a șuruburilor de fixare (fig. 1.3, b și c), sau prin șuruburile de fixare solicitate la forfecare, în cazul montării fără joc a acestora (fig. 1.3, a și d).

Fig.1.3 Cuplaj cu flanșă

Pentru evitarea apariției de solicitări suplimentare asamblarea este prevăzută cu un sistem de centrare – prag de centrare (fig. 1.3, b și d) sau semiinele de centrare, pragul de centrare îngreunează montarea și demontarea cuplajului.

Forma, dimensiunile, parametrii principali și materialele din care sunt executate elementele componente ale cuplajelor cu flanșe sunt indicate în STAS 769 – 93.

Montarea fără joc a șuruburilor de fixare permite obținerea de dimensiuni de gabarit mai mici, cuplajele de acest tip fiind mult mai răspândite, se folosesc și știfturi conice cu filet (fig. 1.3, d).

Pentru micșorarea dimensiunilor în cazul montării cu joc, se poate folosi bucșa 2 din fig. 1.3, c, care descarcă șurubul de fixare de sarcinile transversale.

c) Cuplaje cu dinți frontali (cuplaje Hirth)

Cuplajele Hirth se folosesc pe scară largă în construcția de mașini, se întrebuințează în cazurile în care este necesară asamblarea flanșelor, discurilor, roților dințate, a pârghiilor etc., cu axe sau cu arbori, domeniul principal de aplicare al cuplajelor Hirth fiind, însă, în construcția arborilor cotiți și a arborilor cu came.

Prezintă următoarele avantaje:

transmite momente mari de torsiune, în ambele sensuri;

dimensiuni constructive mici;

posibilități de obținere de variate forme constructive;

asigurarea unei precizii mari la coaxialitatea arborilor;

asigurarea unei siguranțe mari în funcționare;

posibilități de montare și demontare extrem de simple.

În fig. 1.4 se prezintă două exemple de folosire a cuplajului Hirth, construcția unui tren de roți dințate din mai multe elemente (fig. 1.4, a) și montarea unei roți conice pe un arbore (fig. 1,4, b).

Fig.1.4 Cuplaj Hirth

1.2.2 Cuplaje permanente mobile

Cuplajele permanente mobile, sunt cuplaje cu elemente intermediare rigide sau elastice, ele transmit mișcarea de rotație între arbori a căror poziție relativă este, în general, variabilă. Se folosesc la compensarea deplasărilor spațiale ale capetelor arborilor și în cazul în care sunt necesare deplasări însemnate ale arborilor și mobilitatea acestora în timpul funcționării.

Se deosebesc următoarele abateri ale capetelor arborilor:

axiale sau longitudinale;

transversale sau radiale;

unghiulare și combinate.

a) Cuplaje axiale

Se folosesc pentru transmiterea momentelor între arbori coaxiali a căror poziție relativă axială este variabilă.

Cuplajul axial cu o singură gheară din figura 1.5, transmite momente mici de torsiune și se folosește la pompele de ungere sau la unele dispozitive acționate manual.

Fig. 1.5 Cuplaj axial cu o singură gheară

O variantă a acestui cuplaj este cuplajul cu știft transversal, care este reprezentat în figura 1.6, este întrebuințat la momente mici de torsiune – pentru d ≤ 30 mm – în special pentru compensarea variațiilor de temperatură.

Fig. 1.6 Cuplaj axial cu știft transversal

Cuplajele cu gheare cu manșon de centrare, 1 (fig. 1.7) se folosesc pentru compensarea variației lungimii arborilor, produsă de variația de temperatură.

Fig. 1.7 Cuplaj cu gheare – cu manșon de centrare

b) Cuplaje transversale

Cuplajele transversale denumite și cuplaje radiale transmit mișcarea între arborii montați paralel.

Fig. 1.8 Cuplaj Oldham

Cuplajul Oldham (fig. 1.8), este format din semicuplajele 1 și 3 și discul intermediar 2, se folosește pentru preluarea abaterilor axiale și radiale la mașini – unelte, pompe de ungere sau dispozitive cu acționare manuală, recomandându-se o excentricitate maximă e ≈ 0,04 D.

În ultimul timp, cuplajul Oldham se întrebuințează pentru transmiterea sarcinilor mari și foarte mari, la o serie de mecanisme planetare.

Funcționarea cuplajului cu excentricitate mare este urmată de uzura suprafețelor în contact, de pierderi prin frecare și sarcini suplimentare asupra arborilor, prin mărirea excentricității și a turației cuplajului se intensifică uzura acestuia.

Fig. 1.9 Cuplaj Oldham cu inel intermediar de centrare

Pentru micșorarea uzurii și a pierderilor prin frecare se recomandă întrebuințarea oțelurilor de cementare și ungerea periodică a suprafețelor în contact.

Fig. 1.10 Cuplaj Schmidt

O variantă modernă a cuplajului Oldham – cu inel intermediar de centrare, din textolit, este prezentată în fig. 1.9, varianta permite preluarea de abateri mai mari comparativ cu varianta din fig. 1.8.

În ultimul timp, cuplajul Schmidt (fig. 1.10) este larg răspândit, ca urmare a faptului că sistemul este echilibrat dinamic putând fi întrebuințat la turații mari, cele două șaibe montate pe arborii conducător și condus sunt legate de șaiba intermediară prin intermediul a trei biele egale.

Cuplajele Schmidt se folosesc la laminoare, mașini de rectificat, prese, pompe, permit distanțe mari între arbori, distanța dintre axe putând varia între y = 0,5b și y = 2b (fig. 1.11), b fiind lungimea bielelor.

Fig. 1.11 Cuplaj Schmidt – variația distanței între axe

c) Cuplajele unghiulare

Transmit mișcarea de rotație între doi arbori concurenți, cu poziție relativă, în general, variabilă.

Fig. 1.12 Cuplaj cardanic

Cuplajul cardanic (fig. 1.12) se compune din:

elementul conducător 1;

elementul intermediar 2;

elementul condus 3.

Elementele 1 și 3 au, în general, forma unor furci, elementul intermediar 2 având variate forme, în funcție de acestea deosebindu-se diversele variante constructive ale cuplajului cardanic.

Se întrebuințează Ia mașini – unelte, autovehicule, mașini agricole, mașini de ridicat și transportat, laminoare, mașini textile, etc.

Una din variantele des întâlnite, de cuplaj cardanic este cea la care elementul intermediar are forma unei cruci, legătura dintre elemente realizându-se prin intermediul rulmenților cu ace (fig. 1.13).

Fig. 1.13 Cuplaj cardanic cu element intermediar cruce

În figura 1.13 se deosebesc:

1 – furca cu flanșă;

2 – pahar;

3 – crucea cardanică;

4 – rulmentul cu ace;

5 – inel de siguranță;

6 – elementul de etanșare;

7 – furcă.

Cuplajul cardanic este un mecanism asincron, legătura dintre vitezele unghiulare ale elementelor condus și conducător fiind dată de relația:

ω2 = + (9.4)[6]

Unghiul dintre axele arborelui conducător și condus putând ajunge până la valorile α = 35 … 450.

Relația (9.4) este stabilită pentru cazul general al cuplajului la care unghiul α este variabil, pentru cazul particular al cuplajului la care unghiul α este invariabil, relația (9.4) devine:

ω2 = (9.5)[6]

Raportul de transmitere al cuplajului cardanic reprezentat grafic în figura 1.14, evidențiază asincronismul cuplajului cardanic.

i = (9.6)[6]

Fig. 1.14 Asincronismul cuplajului cardanic

Cuplajul cardanic modifică, de asemenea, legea de variație a momentului de torsiune, legătura dintre momentele de torsiune aplicate elementelor conducător Mt1 și condus Mt2 fiind de forma:

Mt2 = Mt1 = (9.7)[6]

Pentru realizarea unei transmisii sincrone se pot înseria două sau mai multe cuplaje cardanice. Condițiile de sincronism care trebuie îndeplinite la montaj sunt în funcție de numărul cuplajelor și de modul de montare.

La cuplajul bicardanic din fig. 1.15, obținut prin legarea a două cuplaje cardanice cu cruce, sincronismul se obține dacă se asigură, la montaj, egalitatea celor două unghiuri α1 = α2.

Fig. 1.15 Cuplaj bicardanic

În fig. 1.16 se prezintă cazul transmisiei sincrone bicardanice plane.

Fig. 1.16 Transmisie sincronă bicardanică plană

Pentru momente mici de torsiune în construcția de mașini – unelte se folosesc cuplajele cardanice prezentate în fig. 1.17.

Fig. 1.17 Cuplaj cardanic simplu și dublu

Cuplajul simplu din fig. 1.17, a este format din:

furcile 1;

elementul de centrare 2;

crucea compusă din știfturile 3 și 4;

îmbinate prin intermediul nitului 5;

elementul intermediar 6.

La cuplajul dublu (bicardanic) din fig. 1.17, b intervine în plus elementul intermediar 6. Dimensiunile principale și momentul de torsiune admisibil Mta, pentru aceste cuplaje sunt date în tabelul 9.6[6].

Diversele moduri de înscriere a unor cuplaje cardanice, asocierea acestora cu cuplaje axiale pentru deplasarea arborilor, precum și folosirea elementelor de rulare au dus la o mare diversitate de variante constructive.

În fig. 1.18 este prezentat un cuplaj de tip Weiss, iar în fig. 1.19 un cuplaj de tip Rzeppa.

Fig. 1.18 Cuplaj cardanic de tip Weiss

Fig. 1.19 Cuplaj cardanic de tip Rzeppa

În fig. 1.20 se prezintă un cuplaj bicardanic cu arbore intermediar, folosit în construcția de autovehicule, existența asamblării prin caneluri a arborelui intermediar 1 permite și deplasarea axială a celor două cuplaje.

Fig. 1.20 Cuplaj bicardanic cu arbore intermediar

Când este imposibilă menținerea condițiilor de sincronism și nu sunt admise variații mari ale raportului de transmitere – de exemplu la acționarea roților motoare la autovehiculele cu tracțiune pe față este necesară întrebuințarea cuplajelor unghiulare sincrone.

Nu se poate indica o metodică generală și precisă pentru calculul și proiectarea cuplajelor unghiulare, aceasta depinzând de locul unde se folosesc și de condițiile de exploatare.

Indicații privind calculul și proiectarea cuplajelor cardanice sunt date în [6].

1.3 DESCRIEREA CUPLAJULUI CARDANIC CU CON MORSE 6

Cuplajul cardanic cu con Morse 6, este un cuplaj cardanic simplu la care elementul intermediar are forma unei cruci (3), legătura dintre elemente realizându-se prin intermediul rulmenților formați din colivia (5) și bilele (16).

În acest caz cuplajul cardanic cu con Morse 6, fig.1.21 se compune din:

elementul conducător – manșon cu con Morse 6 (2);

elementul intermediar – crucea cardanică (3);

elementul condus – manșonul de antrenare (1).

Cuplajul cardanic cu con Morse 6, prezentat în fig.1.21, este utilizat la mașinile –unelte de tipul mașinilor de frezat tip portal, mașini de rabotat, strunguri carusel cu posibilități tehnologice multiple.

Scopul cuplajului cardanic cu con Morse 6 este de a transmite mișcarea dintre doi arbori concurenți având poziție variabilă, în cadrul lanțurilor cinematice principale și de avans ale mașinii – unelte.

Manșonul de antrenare (1) se montează pe crucea cardanică (3) prin intermediul fusului (10), a patru bucșe (4) și a coliviilor (5) – patru la număr montate pe bilele (16), în total 252 (63 de bile/colivie).

Acest sistem cu colivie înlocuiește de fapt sistemul de rulmenți cu ace, mult mai costisitor.

Arborele conducător al mișcării, prevăzut cu con Morse 6, este montat în alezajul cu con Morse 6 al manșonului (2), realizând astfel prima legătură cinematică.

Cea de a doua legătură cinematică este realizată prin intermediul manșonului de antrenare (1), care se cuplează cu arborele condus al mașinii – unelte prin intermediul a patru buloane filetate (11). Etanșarea cuplajului cardanic cu con Morse 6 este realizată cu ajutorul capacului (7).

Fig. 1.21 Cuplaj cardanic cu con Morse 6

În figura 1.21 se prezintă schema de principiu a cuplajului cu con Morse 6, care este compusă din următoarele părți componente principale (respectându-se numerotarea pozițiilor din desenul de ansamblu):

1. manșon de antrenare;

2. manșon cu con Morse 6;

3. cruce cardanică;

4. bucșă;

5. colivie;

6. ochi;

7. capac;

8. inel de siguranță;

10. fus;

14. pană;

16. bilă BR5;

18. pană.

Capitolul II

CALCULUL DE DIMENSIONARE ȘI VERIFICARE

AL CUPLAJULUI CARDANIC

Cuplajul cardanic sau articulația Hooke, este folosită pentru cuplarea a doi arbori concurenți, având de obicei unghiul dintre axele arborilor, (fig. 2.1), α = 200 sau α = 250.

Când cuplajul lucrează la turații și puteri mici, valoarea unghiului α poate crește, dar nu va depăși 450.

Fig.2.1 Elementele cuplajului cardanic

Domeniul larg de utilizare a dus la o multitudine de soluții constructive cu elemente articulate sau de rulare.

În fig. 2.1 este prezentat un cuplaj format din furcile 1 și 2 și din crucea 3, iar în fig. 2.2 crucea este înlocuită prin nuca 3.

Utilizarea cuplajului cardanic este limitată în multe cazuri deoarece este un mecanism asincron, caracter pus în evidență de variația vitezei unghiulare a arborelui condus, chiar dacă viteza unghiulară a arborelui conducător este constantă.

Pentru cazul general, când α este variabil, între vitezele unghiulare există relația:

ω2 = (10.11)[6]

unde:

φ1 și φ2 sunt unghiurile de rotire ale celor doi arbori, care, pentru α = constant, devine:

ω2 = (10.12)[6]

Când φ1 = 00, crucea arborelui conducător 1 se află într-un plan orizontal iar ω2max va fi:

ω2max = și imin =cos α (10.13)[6]

Fig.2.2 Cuplaj cardanic cu element intermediar tip nucă

Când φ1 = 900, crucea arborelui conducător 1 se află într-un plan vertical iar ω2min va fi:

ω2min = ω1 · cos α și imin = (10.14)[6]

Pentru înlăturarea acestui dezavantaj se folosește soluția cu două cuplaje cardanice (bicardanice) și arbore intermediar, obținându-se astfel un mecanism sincron, dacă sunt respectate două condiții:

cei doi arbori să formeze același unghi cu arborele intermediar;

furcile arborelui intermediar să fie în același plan, (fig.2.3, a și b).

Fig.2.3 Cuplaj bicardanic și arbore intermediar

Calculul de proiectare al cuplajelor cardanice este prezentat în tabelul 10.8[6], unde forțele periferice F1 și F2, forțele din articulații T1 si T2, rezultanta R, reacțiunile V1 și V2 și momentele încovoietoare Mi1 = T1 · D și Mt2= T2 · D au valorile maxime pentru poziții particulare ale furcii cardanice.

În figura 2.4, se prezintă schema de solicitare din elementele cuplajului cardanic, poziția elementului conducător având valoarea φ = 00.

Fig.2.4 Schema de solicitare – cazul φ = 00

Valoarea maximă a solicitărilor pentru schema din fig.2.4, se calculează cu relațiile de calcul din tab.(10.8)[6]:

F1 = ;

Mi2max = Mt1 · sin α;

T2max = · sin α;

V2max = · sin α.

În figura 2.5, se prezintă schema de solicitare din elementele cuplajului cardanic, poziția elementului conducător având valoarea φ = 900.

Fig.2.5 Schema de solicitare – cazul φ = 900

Valoarea maximă a solicitărilor pentru schema din fig.2.5, se calculează cu relațiile de calcul din tab.(10.8)[6]:

F2max = ;

Mi1max = Mt1 · tg α;

T1max = · tg α;

V1 = · tg α;

Rmax = .

În cazul cuplajelor cu rigiditate mare și care funcționează la turații mari, în calcul trebuie luată în considerare și influența forțelor de inerție.

Valorile maxime ale solicitărilor la care sunt supuse elementele cuplajului se pot determina, aproximativ, pentru poziția cea mai defavorabilă, (φ1 = 450), cu relațiile:

Mt2max = Mt1 + J · ε2 ≈ Mt1max (10.15)[6]

Rmax = Mt1max · (10.16)[6]

în care:

J – momentul de inerție redus al maselor cuplate la furca condusă;

ε2 – accelerația unghiulară a arborelui condus.

Pierderile prin frecare din articulațiile cuplajului cardanic pot fi exprimate prin randamentul cuplajului, care pentru α < 250 are valoarea η = 0,98 … 0,99 sau se calculează cu relația:

η = 1 – 4 · μ · (10.17)[6]

Cunoscând valorile solicitărilor din cuplaj (tabelul 10.8)[6], elementele acestuia se calculează sau se verifică cu relațiile cunoscute, ținând seama de forma constructivă.

2.1 CALCULUL DE DIMENSIONARE ȘI VERIFICARE AL ARBORELUI CUPLAJULUI

Date inițiale de calcul:

P = 17 kW, puterea motorului de antrenare;

n = 1450 rot/min, turația motorului de antrenare;

J = 25500 N · mm · s2, momentul de inerție redus la crucea cardanică;

ε = 0,5 rad/s2, accelerația unghiulară;

σai = 150 N/mm2, rezistența la încovoiere pentru materialul arborelui cuplajului cardanic („manșon cu con Morse 6”);

τat = 80 N/mm2, rezistența la torsiune pentru materialul arborelui cuplajului cardanic („manșon cu con Morse 6”);

σak = 40 N/mm2, rezistența la presiunea de contact pentru materialul bolțului („fus”) crucii cardanice.

Algoritmul de calcul se prezintă în [6].

Se calculează viteza unghiulară:

ω1 = s-1

Se calculează momentul de torsiune transmis:

Mt1 = N·mm

Momentul maxim la care este solicitat cuplajul, se calculează cu relația:

Mt1max = Mt1 + J · ε = 111960 + 25500 · 0,5 = 124710 N·mm

Se calculează diametrul arborelui cuplajului cardanic, utilizând relația de calcul din tab.(10.5)[6], cu raportare la figura 2.6.

Fig.2.6 Dimensionarea elementelor cuplajului cardanic

d = = mm

Se adoptă d = 55 mm.

Dimensiunile de gabarit recomandate ale cuplajului cardanic cu con Morse, corespunzătoare arborelui pe care se montează, se extrag din tab.(10.5)[6]:

d = 55 mm;

D = 100 mm;

l = 185 mm;

L1 = 425 mm.

Se consideră că unghiul maxim făcut de arborele motor cu arborele condus este α = 300, forța maximă care acționează pe un singur bolț al crucii cardanice va avea valoarea:

Q = = N

Unde:

Dm = mm

Se calculează valoarea maximă a solicitărilor pentru cazul φ = 00, cu relațiile de calcul din tab.(10.8)[6]:

F1 = = N

Mi2max = Mt1max · sin α = 124710 · 0,5 = 62355 N·mm

T2max = · sin α = 804,56 N

V2max = · sin α = N

Se calculează valoarea maximă a solicitărilor pentru cazul φ = 900, cu relațiile de calcul din tab.(10.8)[6]:

F2max = = 1858,15 N

Mi1max = Mt1max · tg α = 124710 · 0,5773 = 72001,35 N·mm

T1max = · tg α = 928,96 N

V1 = · tg α = 389,16

Rmax = = 1858,15 N

2.2 CALCULUL DE DIMENSIONARE ȘI VERIFICARE AL BOLȚULUI CRUCII CARDANICE

Algoritmul de calcul se prezintă în [6] cu raportare la fig.2.7.

Date inițiale de calcul:

Q = 1858,15 N, forța maximă care acționează pe un singur bolț al crucii cardanice;

d = 55 mm, diametrul arborelui cuplajului cardanic;

D = 100 mm, diametrul exterior al cuplajului cardanic;

σai = 150 N/mm2, rezistența la încovoiere pentru materialul arborelui cuplajului cardanic („manșon cu con Morse 6”);

σak = 40 N/mm2, rezistența la presiunea de contact pentru materialul bolțului („fus”) crucii cardanice.

Bolțul crucii cardanice (fusul) se dimensionează din solicitarea de încovoiere, astfel:

σi =

De unde rezultă:

db = = = 14,16 mm

Se adoptă db = 30 mm.

Bolțul crucii cardanice se verifică la presiunea de contact cu relația:

σk = N/mm2 ≤ σak = 40 N/mm2

Unde:

lb = mm

Furcile cuplajului cardanic se verifică la încovoiere, considerând secțiunea periculoasă de formă dreptunghiulară, fig.2.7.

Dimensiunile secțiunii periculoase se calculează:

b = 1,5 · db = 1,5 · 30 = 45 mm

a = 22,5 mm

Distanța d2 dintre mijloacele celor două cepuri ale furcii se calculează empiric:

d2 = 2 · d = 2 · 55 = 110 mm

Fig.2.7 Dimensionare furcă ax cardanic

Efectul de încovoiere dă naștere la următoarea egalitate:

Considerând raportul l/δ ≈ 1,1 și σai = 150 N/mm2, va rezulta:

δ = = = 6,27 mm

Se adoptă δ = 30 mm.

Lungimea l va avea valoarea:

l = 1,1 · δ = 1,1 · 30 = 33 mm

Se adoptă l = 40 mm.

Valoarea forței periferice P va fi:

P = = N

Se verifică secțiunea la încovoiere, din relația:

M1 = = P · OO1

σi = N/mm2

Se verifică secțiunea la răsucire, din relația:

M2 = = P · OO2

τ = N/mm2

Compunând aceste eforturi unitare pe baza ipotezei I de rupere, se obține efortul unitar efectiv:

σef = + = = 51,45 N/mm2

σef ≤ σadm.

Capitolul III

TEHNOLOGIA DE PRELUCRARE

MECANICĂ PRIN AȘCHIERE A FUSULUI – POZ.10

3.1 ANALIZA CONSTRUCTIV – TEHNOLOGICĂ A PIESEI DE PRELUCRAT

Piesa de prelucrat este un arbore și face parte din clasa de piese „OSII și ARBORI”.

Din punct de vedere funcțional fusul face parte din ansamblul „Cuplaj cardanic con Morse 6”, având rolul de susținere al crucii cardanice și se prezintă în figura 3.1.

Din condițiile de precizie impuse se desprind următoarele concluzii:

Precizie dimensională: – dmax = Φ 30 mm;

– lmax = 160 mm.

Diametrele la care se impune o precizie dimensională ridicată sunt:

– Φ 30 (+0,030+ 0,015);

– Φ 30 (0- 0,015);

– filet M12 interior.

Dimensiunile de profil ale piesei sunt:

– teșituri: 1×450 – la exterior.

Precizia geometrică:

Se impun următoarele abateri de formă și de poziție:

cilindricitate exterior fus – 0,02 mm;

paralelism la suprafețele frontale ale fusului – 0,015 mm;

perpendicularitate a suprafețelor frontale ale piuliței pe axa fusului – 0,015 mm.

Rugozitatea suprafețelor:

La piesa „fus” se impun următoarele rugozități:

– rugozitate generală Ra = 6,3;

– rugozitate suprafață cilindrică Ra = 0,8;

– rugozitate pe suprafețele frontale: Ra = 3,2.

Materialul piesei:

Piesa se execută din 18MoCr11, STAS 791-98, oțel aliat pentru tratament termic, destinat construcției de mașini.

Principalele domenii de utilizare ale acestui material se prezintă în tabelul de mai jos:

Tabelul 3.1

Din tabelul 3, pagina 3, STAS 791 – 88, se extrage compoziția chimică determinată pe oțel lichid:

Tabelul 3.2

Caracteristicile mecanice garantate pentru produs, determinate pe probe de tratament termic, se extrag din tabelul 5, pagina 8, STAS 791 – 88, iar duritatea maximă garantată a produselor livrate în stare laminată și în stare normalizată se stabilește la înțelegere între producător și beneficiar:

Tabelul 3.3

Tratamentul termic aplicat probelor se face conform tabelului 7, pagina 10, STAS 791 – 88:

Tabelul 3.4

Culoare de marcare, pentru marca oțelului 18MoCr11 – alb – negru – roșu .

Masa piesei:

Masa piesei în stare finită este mpiesă finită = 0,887 kg.

Fig. 3.1 Piesa – fus

3.2 STABILIREA TIPULUI DE PRODUCȚIE ȘI A LOTULUI OPTIM

În industria constructoare de mașini există trei tipuri de producții și anume:

producție de masă;

producție de serie;

producție individuală sau de unicate.

În producția de masă produsele se execută în mod continuu, în cantități relativ mari și într-o perioadă lungă de timp (de obicei câțiva ani).

O caracteristică principală a producției de masă o constituie nu cantitatea de produse livrate, ci efectuarea la majoritatea locurilor de muncă a acelorași operații cu repetare continuă.

Producția fabricației de masă constă din produse de aceeași natură (unele standardizate), tipuri stabilizate de largă utilizare. O astfel de producție este de exemplu, producția de motoare electrice, rulmenți, automobile etc.

În producția de serie se execută serii de produse și loturi de piese, care se repetă cu regularitate după anumite și bine stabilite perioade de timp.

O caracteristică principală a producției de serie o constituie repetarea periodică a executării acelorași operații la majoritatea locurilor de muncă.

Produsele acestui tip de producție sunt mașini de tipuri stabilizate, fabricate în cantități mai mari sau mai mici, ca de exemplu mașini-unelte, motoare staționare cu ardere internă, pompe compresoare, utilaje pentru industria alimentară etc.

În producția individuală sau de unicate se execută produse într-o nomenclatură foarte variată în cantități mici în majoritate unicate.

Datorită acestui fapt producția individuală trebuie să fie universală și foarte elastică pentru a se putea executa nomenclatura largă și foarte variată de produse.

Producția individuală este proprie industriei constructoare de mașini grele, ale cărei produse sunt turbine hidraulice mari, mașini-unelte grele unicate, utilaje metalurgice etc.

a) Stabilirea tipului de producție

Relațiile pentru stabilirea tipului de producție se extrag din [8] pagina 26.

Pentru determinarea tipului de producție s-a făcut un calcul preliminar al ritmului probabil de prelucrare cu relația :

Rt = [ore/buc]

unde : Ft – fondul de timp disponibil

Ft = [Zc – (Zl + Zs)] n s Ks [ore/an]

Avem :

Zc = 365 zile;

Zl = 104 zile libere;

Zs = 8 zile sărbători legale;

n = 8 ore/schimb;

s = 2 schimburi;

Ks = 0,8…………1, coeficient de corecție.

Ft = [365 – (104 + 8)] · 0,9 · 8 · 2 = 3643 ore/an

Se calculează apoi producția fizică, Qp :

Qp = 6000/n + 2000 · n = 16750 buc/an

Ritmul de prelucrare, Rt :

Rt = ore/buc

Se calculează în final indicele de producție, Kt :

Kt =

Piesa de prelucrat – fus – se pretează a se executa în producție de serie mică.

b) Calculul lotului optim de prelucrare

Numărul optim de piese din lot, este dat de relația :

nlot = [buc/lot]

unde :

k = 5………12, coeficient de pondere, se adoptă k = 7,5;

tpi = 14,25 min, suma timpilor de pregătire-încheiere;

tu = 19 min, suma timpilor unitari.

nlot = buc/lot

3.3 ALEGEREA SEMIFABRICATULUI

Procesul tehnologic de prelucrare mecanică depinde în mare măsură, în special în prima parte, de tipul semifabricatului folosit.

Acesta determină prin forma și dimensiunile sale, tipul și ordinea operațiilor de prelucrare, volumul de manoperă necesar și implicit gradul de valorificare al materialului.

Literatura de specialitate recomandă alegerea semifabricatului în funcție de:

forma, dimensiunile și materialul piesei;

tipul de producție ce trebuie realizat;

posibilitățile practice de execuție;

aprovizionarea existentă.

Alegerea semifabricatului presupune stabilirea tipului de semifabricat optim și apoi determinarea dimensiunilor acestuia.

Ținând cont de aceste considerente se constată că la execuția fusului se pot utiliza două tipuri de semifabricat:

semifabricat forjat;

semifabricat laminat.

3.3.1 Varianta forjată

Fusul se poate executa dintr-un semifabricat forjat, deoarece oțelul 18MoCr11, conform STAS 800 – 94 se poate prelucra prin deformare plastică la cald, iar dimensiunile sale se încadrează în gabaritul pieselor forjate.

Forma constructivă și caracterul de unicat al fabricației justifică forjarea liberă la ciocane, a semifabricatului.

Luând în considerare indicațiile din STAS 2171 – 94, forma semifabricatului, adaosurile de prelucrare și toleranțele acestora se calculează dimensiunile semifabricatului cu relațiile din tab.(1.12) [10].

Date inițiale de calcul:

Ad1 = 5 mm;

Al = 10 mm;

TAd1 = ± 2 mm;

TAl = ± 4 mm.

Cu aceste valori ale adaosurilor dimensiunile semifabricatului vor fi:

dsf. = dpf + Ad1 = 30 + 5 = 35 ± 2 mm

lsf. = lpf + Al = 160 + 10 = 170 ± 4 mm

În vederea aprecierii modului de utilizare al materialului se calculează coeficientul de utilizare al materialului:

η = [%]

Unde:

Gpf = 0,887 kg, greutatea piesei finite;

Gsf = V · γ, greutatea semifabricatului.

Se calculează volumul semifabricatului:

Vsf = dm3

Greutatea specifică este γ = 7,85 kg/dm3.

Se calculează greutatea semifabricatului:

Gsf = 0,163 · 7,85 = 1,284 kg

Coeficientul de utilizare al materialului în varianta forjată va fi:

η = = 69,08 %

3.3.2 Varianta laminată

Varianta este posibilă deoarece oțelul 18MoCr11, conform STAS 800 – 94, se poate prelucra prin laminare la cald și se livrează sub formă de bare cu secțiune circulară.

Pentru a alege dimensiunea optimă a barei laminate este necesară determinarea adaosurilor de prelucrare necesare.

În construcția de mașini, pentru obținerea pieselor cu precizia necesară și calitatea de suprafață impusă de condițiile funcționale, este necesar ca de pe semifabricat, să se îndepărteze prin așchiere un strat de material care constituie adaosul de prelucrare.

Organigrama pentru calculul dimensiunilor intermediare se prezintă în figura 3.2.

Determinarea mărimii optime a adaosului de prelucrare are o deosebită importanță tehnico – economică la proiectarea procesului tehnologic de prelucrare mecanică a pieselor pe mașini – unelte.

Mărimea adaosului de prelucrare trebuie să fie astfel stabilită, încât în condiții concrete de fabricație, să se obțină produse de înaltă calitate la un cost de producție minim.

Dacă adaosurile de prelucrare sunt mari, se mărește consumul de scule așchietoare și uzura utilajelor, cresc consumurile de energie electrică și alte cheltuieli legate de exploatarea mașinilor – unelte, în consecință piesele finite se obțin la un cost de producție ridicat.

Dacă însă adaosurile de prelucrare sunt prea mici, nu se pot îndepărta complet straturile superficiale cu defecte ale semifabricatului astfel încât nu se poate obține precizia și rugozitatea prescrisă suprafețelor prelucrate și ca urmare se mărește procentul de rebuturi.

La adaosuri de prelucrare mici adâncimea de așchiere poate fi mal mică decât grosimea crustei dure de laminare, ceea ce creează condiții grele de lucru pentru tăișul sculei așchietoare.

În afară de aceasta, pentru a se lucra cu adaosuri mici trebuie să se folosească semifabricate mai precise, ceea ce poate mări, mai ales la serii mici de fabricație, costul de producție al pieselor.

Pentru determinarea adaosurilor de prelucrare se folosesc următoarele metode:

metoda experimentală de determinare a adaosului de prelucrare;

metoda de calcul analitic a adaosului de prelucrare.

În condițiile fabricației de serie, adaosurile de prelucrare se stabilesc prin metoda experimentală, cu ajutorul unor standarde de stat sau tabele normative de adaosuri, alcătuite pe baza experienței practice a industriei și recomandate pentru condiții medii de producție.

Folosirea tabelelor normative de adaosuri accelerează procesul de proiectare tehnologic, însă nu prezintă garanția că adaosurile stabilite în acest mod, sunt minime pentru condițiile concrete de prelucrare, deoarece adaosurile statistice sunt determinate fără a ține seamă de traseul tehnologic concret pentru prelucrarea piesei respective, de modul în care se face așezarea semifabricatului la diferite operații de prelucrare prin așchiere și de erorile prelucrării anterioare.

Valorile experimentale ale adaosurilor sunt în multe cazuri mai mari decât este strictul necesar, deoarece ele corespund unor condiții de prelucrare la care adaosurile trebuie să fie acoperitoare pentru evitarea rebuturilor.

Metoda de calcul analitic al adaosurilor de prelucrare se bazează pe analiza factorilor care influențează mărimea adaosurilor, determinarea elementelor componente ale adaosurilor și însumarea lor.

Această metodă ține seama de condițiile concrete de execuție a procesului tehnologie de prelucrare și permite punerea în evidență a posibilităților de reducere a consumurilor de metal și de micșorare a volumului de muncă al prelucrării mecanice la proiectarea procesului tehnologic.

Calculul fundamental științific al adaosurilor intermediare optime la toate operațiile de prelucrare, asigură un număr minim de operații și faze de prelucrare necesare obținerii calității prescrise piesei de prelucrat.

Relația de calcul a adaosului de prelucrare este următoarea:

a) pentru adaosuri simetrice (pe diametru) la suprafețe exterioare și interioare de revoluție:

2ACmin = 2(RZp + SP) + (1.3)[10]

b) pentru adaosuri asimetrice, la suprafețe plane opuse prelucrate în faze diferite sau pentru o singură suprafață plană:

ACmin = RZp + SP +ρP + ЄC (1.5)[10]

Fig. 3.2 Calculul dimensiunilor intermediare

unde:

Ac min – adaosul de prelucrare minim, considerat pe o parte (rază) sau pe o singură față plană;

Rzp – înălțimea neregularităților de suprafață rezultate la faza precedentă;

Sp – adâncimea stratului superficial defect (ecruisat) format la faza precedentă;

εc – eroarea de așezare la faza de prelucrare considerată.

Dimensiunile intermediare sau interoperaționale sunt dimensiunile succesive pe care le are piesa la diferitele operații de prelucrare prin așchiere, începând de la starea de semifabricat, până la piesa finită.

Acestea sunt dimensiuni tehnologice, care se notează în documentația de fabricație (plane de operații, fișe tehnologice) și care determină, de asemenea dimensionarea verificatoarelor la controlul cu calibre limitative, dimensiunile sculelor așchietoare pentru prelucrarea găurilor (burghiu, lărgitor, alezor, etc).

Dimensiunile intermediare trebuie realizate în limitele toleranțelor tehnologice, stabilite de tehnologul de concepție, la elaborarea documentației de fabricație.

Relațiile de calcul ale dimensiunilor intermediare se stabilesc din analiza schemelor de dispunere a adaosurilor intermediare și toleranțelor tehnologice.

Dispunerea adaosurilor de prelucrare intermediare este diferită, după cum prelucrarea se realizează prin metoda obținerii individuale a dimensiunilor, sau prin metoda obținerii automate a dimensiunilor.

Analizând dimensiunile piesei se constată că suprafața care va determina diametrul semifabricatului este suprafața de Φ30, aceasta se obține ca urmare a patru operații:

rectificare de finisare;

rectificare de degroșare;

strunjire de finisare;

strunjire de degroșare.

Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru suprafața cilindrică Φ30, se face considerând operațiile și fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.

Pentru că adaosul de prelucrare este simetric, se utilizează relațiile din [10].

a) Rectificarea de finisare

TP =50 μm, (STAS 8101-88)

HP =10 μm, tab.(5.2)

SP =0, (deoarece în cazul prelucrării semifabricatelor care au fost supuse la tratamente termochimice, din expresia adaosului de prelucrare se elimină valoarea lui SP, în scopul păstrării stratului tratat termochimic)

ρP =ΔC ·lC +ЄCentr.

ΔC =0,05 μm/mm, tab.(5.5), curbura specifică

lC =160 mm

ЄCentr =0, eroarea de bazare în direcția radială, la instalarea semifabricatelor între vărfuri

ρP =0,05 ·160 +0 =8 μm, unde ЄC =0

Înlocuind datele în relația de calcul a adaosului de prelucrare:

2AC1 =50 + 2(10 + 0) +2(8 + 0)=86 μm

Se calculează diametrul intermediar, înaintea rectificării de finisare:

d1max = bmax + 2ACmax =30 +0,086 =30,086 mm

d1min = d1max – Ta =30,086 –0,050 =30,036 mm

b)Rectificarea de degroșare

TP =170 μm

HP =25 μm

SP =0

ΔC = 0,7 μm/mm

ρP =ΔC ·lC +ЄCentr = 0,8·160 + 0 = 128 μm

Adaosul de prelucrare, se calculează cu relația:

2AC2 = 170+2(25+0) + 2(128+0) =476 μm

Adaosul intermediar înaintea rectificării de degroșare va fi :

d2max =30,086 + 0,476 =30,562 mm

d2min = 30,562 – 0,170 =30,392 mm

c) Strunjire de finisare

TP =340 μm

HP =50 μm

SP =50 μm

ρP + ЄC =0,96 ЄCentr + 0,4 · ρP

ρP =0,96 · ЄCentr + 0,4 ·ΔC ·lC

ЄCentr = 20 μm

ΔC =0,1 μm/mm

ρP =0,96 ·20 + 0,4 · 0,1 ·160 =25,6 μm

ЄC =0

Adaosul de prelucrare, se calculează cu relația:

2AC3 = 340 + 2(50 + 50) + 2(25,6 + 0) =591,2 μm

Se calculează diametrul intermediar înaintea strunjirii de finisare:

d3max = 30,562 +0,591 =31,153 mm

d3min = 31,153 – 0,340 =30,813 mm

d)Strunjire de degroșare

Adaosul de prelucrare se calculează folosind următoarele date:

TP =1300 μm

HP = SP =150 μm (semifabricat neprelucrat prin așchiere, laminat)

ρP =0,96 · ЄCentr + 0,4 ·ΔC ·lC

ЄCentr = 325 μm

ΔC =1,5 μm/mm

lC = 160 mm

ρP =0,96 ·325 + 0,4 ·1,5 ·160 =408 μm, unde ЄC =0

Adaosul de prelucrare, va fi :

2AC4 =1300 + 2(150 +150) + 2(408 +0) =2716 μm

Diametrul semifabricatului laminat, înaintea strunjirii de degroșare va fi:

d4 =31,153 +2,716 =33,869 mm

Se va alege din STAS 333/91, o bară din oțel laminat cu diametrul Φ40 mm.

Adaosul real la degroșare va fi:

2AC4 = d4 – d3max =40 –33,869 = 6 mm

e) Calculul adaosului de prelucrare pentru suprafața frontală, L= 160 (mm):

Suprafețele frontale de capăt se prelucrează prin strunjire, (operația precedentă este debitarea cu cuțit de strung).

Din tabelul (3.6), [10]:

RZp + Sp = 0,3 mm

ρP = 0,010 · D = 0,010 · 40 = 0,4 mm, neperpendicularitatea capătului barei față de axa semifabricatului

Din tabelul (3.6), se extrage abaterea inferioară la lungimea semifabricatului inel forjat:

Ai = 1,3 mm

Adaosul minim calculat este:

2ACnom =2ACmin + Ai= 1,56 + 1,3 = 2,86 mm

unde:

2ACmin = 2(RZp + Sp) +2 · ρP = 2 · 0,3 + 2 · 0,4 = 1,4 mm

Dimensiunea nominală pentru debitare este:

Lnom = 160 +1,4 = 161,4 mm; se rotunjește,

Lnom = 165 mm

La debitare se va respecta cota: 165 ± 1,3 mm

Valoarea efectivă a adaosului nominal este:

2ACnom = 165 – 160 = 5 mm

Pentru fiecare suprafață frontală adaosul este:

ACnom = 2,5 mm

Se calculează greutatea semifabricatului laminat:

Gsf = V · γ = 1,627 kg

Coeficientul de utilizare al materialului în varianta laminată este:

η = = 54,52 %

CONCLUZIE

Comparând această variantă cu varianta forjată, se constată că este superioară cu 14,56 %, ca urmare se va alege ca variantă definitivă un semifabricat laminat.

3.4 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC

Prelucrarea fusului este posibilă în mai multe feluri, prin parcurgerea succesivă a mai multor operații.

Succesiunea optimă a operațiilor este aceea care asigură realizarea condițiilor tehnice prevăzute în desenul de execuție în condiții de maximă eficiență economică.

În succesiunea aleasă trebuie să se regăsească etapele tehnologice normale de prelucrare: degroșare, finisare, netezire.

Varianta aleasă trebuie să fie adaptabilă condițiilor existente în uzină:

dotarea cu mașini – unelte;

forță de muncă existentă.

Deoarece fusul constituie un unicat se va alege un itinerariu tehnologic bazat pe mașini-unelte universale existente în dotarea uzuală a unei întreprinderi.

Se prezintă în continuare succesiunea operațiilor de prelucrare pentru piesa – fus.

010 – Tratament termic – îmbunătățire.

020 – Strunjire frontal curat la cota 160, centruire capete A2 STAS 1361 – 93.

030 – Strunjire cilindrică exterioară degroșare, cota Φ 30,5, pe lungime 160.

040 – Strunjire cilindrică exterioară finisare, cota Φ 30,05, pe lungime 160.

050 – Strunjire filetare cu tarodul din două prinderi, M12 pe lungime 20, la ambele capete.

060 – Găurire Φ8, străpuns, pe lungime 30.

070 – Tratament termic: cementare și călire, adâncime strat cementat 1 … 1,5 mm, duritate impusă 61 … 63 HRC.

080 – Rectificare rotundă exterioară I, Φ30,03, pe lungime 160.

090 – Rectificare rotundă exterioară II, Φ30 0- 0,013, două zone distincte, de lungime 45.

100 – Lăcătușărie, ajustare, debavurare, marcare.

110 – C.T.C. – măsurare cote importante.

3.5 ALEGEREA MAȘINILOR-UNELTE ȘI A S.D.V.- URILOR

Pentru efectuarea operațiilor prevăzute în itinerariul tehnologic se aleg următoarele tipuri de mașini:

strung normal SN 250 x 500;

mașină de găurit G25;

mașină de rectificat WMW SA 200 x 800.

Sculele așchietoare folosite la strunjire sunt diferite tipuri de cuțite standardizate :

cuțit drept pentru degroșat, STAS 6376 – 86;

cuțit încovoiat pentru degroșat, STAS 6377 – 87;

cuțit frontal stânga dreapta, STAS 6382 – 87;

cuțit lat, STAS 6380 – 88;

cuțit încovoiat pentru degroșare, STAS 352 – 87;

cuțit pentru interior, STAS 6384 – 87;

cuțit pentru colț interior, STAS 357 – 87.

În figura 3.3 se prezintă principalele tipuri de cuțite de strung, folosite în procesul de așchiere.

Fig. 3.3 Tipuri constructive de cuțite de strung folosite

Caracteristicile tehnice principale ale strungului universal Sn 250×500, se prezintă în tabelul 3.5:

Tabelul 3.5

Din tabelul (10.10), [14], se alege mașina de rectificat exterior ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul 3.7:

Tabelul 3.7

Discul abraziv folosit – E40KC, STAS 601/1 – 94, cu :

E, materialul abraziv din electrocorindon

40, granulația

K, duritatea

C, liant ceramic

Din tabelul (2.1) [14], se alege o mașină de găurit verticală și universală G25 , ale cărei caracteristici tehnice principale se prezintă în tabelul 3.6:

Tabelul 3.6

3.6 CALCULUL REGIMURILOR RAȚIONALE DE AȘCHIERE

Calitatea suprafețelor și implicit precizia de prelucrare, precum și volumul manoperei necesare pentru prelucrarea mecanică, depind în mare măsură de elementele regimului de așchiere.

Acestea la rândul lor depind de:

proprietățile materialului piesei;

caracterul prelucrării;

caracteristicile sculei așchietoare;

rigiditatea sistemului tehnologic;

mașina-unealtă utilizată;

condițiile practice în care are loc așchierea.

Valorile adaptate pentru elementele regimului de așchiere se pot calcula analitic sau se pot fi alese din normative stabilite pe baze experimentale.

În lucrarea de față se va utiliza metoda analitică care este mai precisă.

Relațiile de calcul tehnologic al regimurilor de așchiere se extrag din [10] pagina 84.

Se va face calculul regimurilor de așchiere pentru următoarele 5 operații reprezentative ale piesei „fus”:

strunjire cilindrică exterioară degroșare;

strunjire cilindrică exterioară finisare;

găurire I, pe mașină de găurit;

găurire II, pe strung;

rectificare rotundă exterioară;

a) Strunjire cilindrică exterioară degroșare

Date inițiale de calcul:

D1= 35 mm, diametrul piesei înainte de prelucrare

Dp= 30,5 mm, diametrul piesei prelucrate

adâncimea de așchiere la strunjirea longitudinală, t(mm):

tL = =2,25 mm

numărul de treceri nt:

nt = 2

adaosul de prelucrare, ap(mm):

ap = 1,125 mm = t

Se impune obținerea unei rugozități de 6,3 μm, strunjirea se execută pe un strung SN 250×500, cu un cuțit armat cu plăcuță din carburi metalice, P10 (grupa de utilizare), având ж=600; жs=150; rε=1 mm, fața de degajare plană cu γ=00 și secțiune transversală a corpului cuțitului ς=20×20 mm2.

avansul pentru strunjirea de degroșare, se ia din tabelul (2.30)[10]:

fL = fT = 0,45 mm/rot,

avans ce se poate realiza la strungul SN 250×500, tabelul (1.30).

viteza economică de așchiere, se calculează cu formula:

[m/min] (1.3) [10]

unde:

Cv – coeficient funcție de caracteristica materialului de prelucrat și materialul sculei așchietoare cu răcire

Cv = 257; xv = 0,18; yv = 0,20; n=1,75;

din tab.(2.4)[10] pentru oțel 18MoCr11.

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(2.4)[10]

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(2.3)[10]

t = 1,125 mm – adâncimea de așchiere

f = 0,45 mm/rot – avansul de așchiere

kv = k1. k2. k3. k4. k5. k6. k7. k8. k9

k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare

Cuțit 20×20 mm2: ASecțiune transversală = 400 mm2, =0,08 – pentru oțel 18MoCr11

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale

tab.(2.4)[10]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

tab.(2.6)[10]

unde: φ= 0,3 – exponent funcție de materialul cuțitului P10

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

tab.(2.7)[10]

unde: a = 15

k4 – coeficient funcție de influența razei de racordare a vârfului cuțitului

tab.(2.9)[10]

unde: μ= 0,1 – pentru degroșare

k5 = 1; tab.(2.11)[10]

k6 = 1; tab.(2.12)[10]

k7 = 1; oțel fără țunder

k8 = 0,9 ; pentru forma plană a suprafeței de degajare

kv = 0,968 · 0,9173 · 1 · 0,933 · 1 · 1 · 1 · 1 · 1 = 0,8284

Viteza de așchiere se calculează:

Se calculează turația piesei:

Se recomandă n 800, pentru degroșare.

Se alege imediat turația inferioară sau superioară din gama de turații ale M.U

n = 1250 rot/min, turație aleasă din gama M.U.

Recalcularea vitezei reale:

viteza de avans vf = n· f = 1250 · 0,45 = 562,5 mm/min

Se calculează forțele de așchiere tangențială, respectiv radială cu formulele:

Fz= [daN] (1.6) [10]

Fy= [daN] (1.7) [10]

CFz, CFy, coeficienți dați în tabelul (1.18), funcție de materialul de prelucrat:

CFz= 3,57; CFy=0,0027;

xFz, xFy, yFz, yFy, exponenți funcție de materialul de prelucrat, dați în tabelul (2.19):

xFz=1; xFy=0,9; yFz=0,75; yFy=0,75;

nz, ny, exponenți funcție de materialul de prelucrat, tabelul (2.20):

nz= 0,75; ny= 2;

Coeficienții globali de corectare a forțelor de așchiere KFz, KFy, se determină cu relațiile:

KFz= Knz·Kҗz·Krz·Khz·Kγz (1.8) [10]

KFy= Kny·Kҗy·Kry·Khy·Kγy (1.9) [10]

unde:

Knz, Kny, coeficienți de corecție funcție de materialul de prelucrat, tabelul (2.21) [10]

Knz= Kny=1;

Kҗz, Kҗy, coeficienți de corecție funcție de unghiul de atac principal, tabelul (2.22) [10]

Kҗz=0,98; Kҗy=0,77;

Krz, Kry, coeficienți funcție de raza de rotunjire de la vârf, tabelul (2.23)[10]

Krz=

Krz=

Kγz, Kγy, coeficienți funcție de unghiul de degajare, tabelul (2.24)[10]

Kγz=1; Kγy=1;

Khz, Khy, coeficienți funcție de uzura pe fața de așezare, tabelul (2.25)[10]

Khz=0,93; Khy=0,52;

KFz=1 · 0,98 · 0,933 · 1 · 0,93 = 0,8503

KFy=1 · 0,71 · 0,8122 · 1 · 0,52 = 0,2998

Se obțin componentele forței de așchiere:

Fz = 3,57 ·1,1251 · 0,450,75 · 2070,75 · 0,8503 = 102,39 daN

Fy = 0,0027 · 1,1250,9 · 0,450,75 · 2072 · 0,2998 = 21,187 daN

Puterea de așchiere se calculează cu:

Pa= [kw] (2.10)[10]

Pa=kw

Se consideră mașina unealtă are randamentul η=0,7, astfel se verifică puterea motorului:

PMu · η = 7 · 0,7 = 4,9 kw

Pa ≤ PMu · η

Momentul de torsiune rezultant, se calculează cu:

Mt = [daNm]

Mt = daN·m

b) Strunjire cilindrică exterioară finisare

Date inițiale :

dimensiunea de prelucrat: Φ30,05 mm;

lungimea de prelucrat: l = 160 mm;

adaos de prelucrare: d1 = 30,5 mm;

mașină unealtă cu randamentul: = 0,85;

cuțit P10, χ = 450, α = 6…100, γ = 10…150, r = 0,5 mm, q = 25×16 mm, fără răcire;

Ap1 = mm

Modul de lucru :

numărul de treceri: i=2;

adâncimea de așchiere: t = 0,45/2 = 0,225 mm;

durabilitatea: T = 90 min, pentru cuțit din P10;

avansul f, tab.(10.6)[10]: f = 0,15 mm/rot;

viteza de așchiere:

(10.27)[10]

unde:

Cv – coeficient funcție de caracteristica materialului de prelucrat și materialul sculei așchietoare cu răcire;

Cv = 242; xv = 0,18; yv = 0,20; n =1,75 tab.(10.26)[10] pentru oțel 18MoCr11;

xv, yv, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.26)[10];

T = 90 min – duritatea sculei așchietoare;

m = 0,125 – exponentul durabilității, tab.(10.25)[10];

t = 0,225 mm – adâncimea de așchiere;

f = 0,15 mm/rot – avansul de așchiere;

kv = k1 · k2 · k3 · k4 · k5 · k6 · k7 · k8 · k9;

k1…k9.- coeficienți cu valori prezentate în continuare

Cuțit 25 x 16 mm : ASecțiune transversală = 640 mm ; = 0,08 – pentru oțel 18 MoCr11

k1 – coeficient funcție de influența secțiunii transversale

(10.28)[10]

k2 – coeficient funcție de unghiul de atac principal

(10.28)[10]

unde: φ= 0,3 – exponent funcție de materialul de prelucrat

k3 – coeficient funcție de unghiul de atac secundar

(10.30)[10]

unde: a = 15

k4 – coeficient funcție de influența razei de racordare a vârfului cuțitului

(10.31)[10]

unde: μ = 0,2 – pentru degroșare

k5 = 0,85, (10.27)[10]

k6 = 1, (10.28)[10]

k7 = 1, oțel fără țunder

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeței de degajare

kv = 0,968 · 0,9058 · 0,7578 · 1 · 0,85 · 1 · 1 · 1= 0,5648

Viteza de așchiere va fi :

Turația de lucru:

Se alege imediat turația inferioară sau superioară din gama de turații ale SN 250×500

n =1050 rot/min, turație aleasă din gama M.U. – SN 250×500

Recalcularea vitezei reale:

viteza de avans, vf = n· f = 1050 · 0,15 = 157,5 mm/min

Forța principală de așchiere

Fz= C4 · tx1 · fy1 · HBn1 [daN] (10.5)[10]

unde:

C4 – coeficient funcție de materialul de prelucrat

C4 = 3,57; t= 0,225 mm; f = 0,15 mm/rot; x1= 1; y1= 0,75; n1= 0,75; HB = 143; tab.(10.13)[10];

x1, y1, n – exponenții adâncimii de așchiere, avansului și durității, tab.(10.17)[10];

Fz =3,57 · 0,2251 · 0,150,75 · 1430,75 =8,006 daN

F = 1,1Fz [daN], tab.(10.23)[10] F = 8,8067 daN

Puterea de așchiere:

Verificarea puterii motorului:

unde: PME = 2,2 kW, pentru un strung SN 250×500

c) Găurire I, pe mașină de găurit

Date inițiale de calcul:

Ds =8 mm, diametrul burghiului;

l=30 mm, adâncimea alezajului.

Se alege un burghiu din oțel rapid, pentru prelucrarea materialului: 18MoCr11.

unghiul la vârf 2ж=1200;

avansul la găurire fa, tabelul (1.34)[10], fa=0,25 mm/rot.

Avansul astfel ales se corectează cu un coeficient Kls, astfel:

Kls=0,9 pentru l ≤ 5ds

Kls=0,8 pentru 5ds< l ≤ 7ds

Kls=0,75 pentru 7ds< l ≤ 10ds

Se mai înmulțește cu un coeficient K=0,75, pentru un sistem cu rigiditate medie.

f = fa · Kls · K=0,25 · 0,75 · 0,9 = 0,1687 mm/rot

Se alege avansul f = 0,16 mm/rot, existent la mașina de găurit G 25.

Viteza economică de așchiere, se determină cu relația:

ve= [m/min] (3.3)[10]

Valorile coeficientului Cv și ale exponenților yv, zv, mv, se dau în tabelul (1.35)[10], astfel:

Cv=7; zv=0,4; yv=0,5; mv=0,2

T=12 min, durabilitatea economică, tabelul (1.33)[10]

Kv, coeficient de corecție din tabelul (1.33), se calculează cu relația:

Kv=Km · KT · KL · Ksm (1.33)[10]

unde:

Km, coeficient funcție de materialul de prelucrat, tabelul (1.36)[10];

Km=

KT, coeficient funcție de raportul durabilităților reală (Tr) și recomandată (T), tabelul (1.36)[10];

KT=1

KL, coeficient funcție de lungimea găurii și diametrul acesteia, tabelul (1.36)[10];

KL=1

Ksm, coeficient funcție de starea materialului, tabelul (1.36)[10].

Ksm=0,95

Kv=0,909 ·1 · 1 · 0,95=0,8635

Viteza economică de așchiere, va fi:

ve= m/min

Se calculează turația sculei așchietoare, n [rot/min]:

ns===840,35 rot/min

Se alege n=850 rot/min, turație existentă la mașina de găurit G 25.

Se recalculează viteza de așchiere reală:

ve==21,36 m/min

Forța axială și momentul de așchiere la găurire, se calculează cu relațiile:

F= [daN] (1.35)[10]

· M= [daNmm] (1.34)[10]

Valorile coeficienților CF, CM și ale exponenților xF, yF, xM, yM, se extrag din tabelul (1.36)[10]:

CF=63; CM=6,7; xF=1,07

yF=0,72; xM=1,71; yM=0,84; HB=207

KF, coeficient de corecție obținut ca produs al coeficienților:

KF=KӨF · KҗF · KaF (1.36)[10]

Pentru Ө=0,18; grosimea relativă, tabelul (1.41)[10], se aleg:

Avem: KӨF=0,19; KM=1,11

KaF=1; tabelul (1.38)[10]

KҗF=1; tabelul (1.39)[10]

KF=1 ·1 · 1,19=1,19

F=63 · 81,07 · 0,160,72 · 1,19 = 190,38 daN

M=6,7 · 81,71 · 0,160,84 · 1,11 = 58,27 daNmm

Puterea de așchiere la găurire:

Pa=kw

Se cunosc: randamentul mașinii de găurit G 25, ηp=0,8

puterea nominală a mașinii unelte PME= 3 kw

Pa ≤ PE · ηp

0,508 ≤ 3 · 0,8 = 2,4 kw

d) Găurire II, pe strung

Date inițiale:

diametrul de prelucrat, d = 9,5 mm;

lungimea de prelucrat, l =45 mm.

Pentru prelucrarea găurilor cu o lungime l ≤10D, se alege din STAS 575–90, tipul de burghiu din Rp 5, pentru prelucrarea materialului – oțel 18MoCr11.

Parametri principali ai geometriei părții așchietoare, a burghiului elicoidal, sunt :

unghiul la vârf, 2ж0 =1200, funcție de materialul de prelucrat, conform tabelului (12.11)[10];

unghiul de așezare α0 =130, tabelul (12.11)[10];

durabilitatea economică T= 12 min, tabelul (12.6)[10].

Adâncimea de așchiere pentru găurire în plin, t, mm:

t = d / 2 = 9,5 / 2 = 4,75 mm

Avansul de așchiere (pentru găurire-n plin), f, mm/rot :

f = Ks · Cs · d0,6 [mm/rot]

unde:

Ks = 1, coeficient de corecție, funcție de lungimea găurii, pentru l < 3D;

Cs = 0,047, coeficient de avans, tabelul (12.9)[10];

d = 9,5 mm, diametrul burghiului.

f =1 · 0,047 · 9,50,6 = 0,18 mm/rot

se alege avansul f = 0,18 mm/rot

Viteza de așchiere la găurire, vp , m/min:

vp = [m/min]

Valorile coeficienților Cv și ale exponenților zv, yv, m, sunt date-n tabelul (12.22)[10].

Pentru f 0,2 mm/rot, se aleg :

Cv = 5; zv =0,4; m=0,2; yv =0,7.

Coeficientul de corecție Kvp, este produsul coeficienților dați în tabelul (12.23)[10], ce țin seama de factorii ce influențează procesul de burghiere :

Kvp =KMv · KTv · Klv · Ksv

unde:

KMv , coeficient funcție de materialul de prelucrat;

KTv , coeficient funcție de raportul durabilității reale și recomandate Tr / T;

Ksv , coeficient funcție de starea oțelului;

Klv , coeficient funcție de lungimea găurii și diametrul de prelucrat.

Toți coeficienții se extrag din tabelul (12.23)[10], având următoarele valori:

KTv =0,87; Klv = Ksv = 1; KMv =0,891

Kvp =0,87 · 1 · 1 · 0,891 = 0,7752

Se calculează viteza de așchiere :

vp =m/min

Turația sculei așchietoare la găurire, n, rot/min :

n =rot/min

Valoarea obținută se pune de acord cu turațiile mașinii–unelte, tabelul (3.22) … (3.33)[10], pe care se face prelucrarea alegându-se turația imediat inferioară sau superioară dacă nu s-a depășit Δv < 5%.

se alege n = 600 rot/min, din gama de turații ale mașinii-unelte, SN 250 x 500.

Se calculează-n continuare viteza reală de așchiere .

vr =m/min

Viteza de avans va avea expresia :

vf = n · f = 600 · 0,18 = 108 mm/min

Forța principală de așchiere și momentul la burghiere, se calculează cu formula:

F=CF1 · DxF · fyF · KF [daN]

M= CM1 · tzF · fyF · KM [daN·cm]

Coeficienții și exponenții forței și momentului de așchiere se dau în tabelul(12.38)[10], astfel:

xF =1,07 ; yF = 0,72 ; CF = 63

XM =1,71 ; yM = 0,84 ; CM = 6,4

Unde:

KF – coeficient de corecție al forței obținut ca produs al următorilor coeficienți:

KF = KaF · KsaF · K F · K F = 0,75 · 0,97 · 1 · 1,19 = 0,866

KaF = 0,75, coeficient de ascuțire din tabelul (12.41)[10];

KsaF = 0,97, coeficient de supraascuțire din tabelul (12.42)[10];

KεF = 1, coeficientul unghiului de atac din tabelul (12.43)[10];

KηF =1,19, coeficient funcție de grosimea a miezului din tabelul (12.44)[10].

F = 63 · 9,51,07 · 0,180,72 · 0,866 = 176,53 daN

M = 6,7 · 9,51,71 · 0,180,84 · 1,11 = 82,74 daN·cm

Puterea la găurire, P, kw :

Pc =kw

unde :

Mt , momentul de torsiune la găurire;

n, turația burghiului, sau a piesei.

Puterea totală – verificarea motorului:

PMe = 2,2 kw

ηMU = 0,85 , randamentul mașinii – unelte, SN 250 x 500

Pc / ηMU = 0,51 / 0,85 = 0,599 kw ≤ PMe = 2,2 kw

e) Rectificare rotundă exterioară

Date inițiale:

l = 29 mm, lungimea piesei de prelucrat

Dp = 30 mm, diametrul piesei

a = 0,09 mm, adaosul de prelucrare radial

B = 30 mm, lățimea discului abraziv

Dd = 300 mm, diametrul discului abraziv

Scula: disc abraziv E 40 KC, electrocorindon, granulație 40, duritatea K, liant ceramic C.

Din tabelul (6.1) se obține prin interpolare, avansul de pătrundere la rectificarea rotundă exterioară, pentru L/Dp =0,96 și Dp = 30 mm:

fp = 0,012 mm/c.d.

Pentru β= 0,45; determinat din tabelul (6.2), se calculează avansul longitudinal cu relația (6.1):

fL = β·B =0,45·30 = 13,5 mm/rot

Din tabelul (6.3), se obține prin interpolare, viteza periferică a piesei:

vp = 32 mm/rot

Se obține astfel turația piesei:

np =339,53 rot/min

se alege np = 300 rot/min

Numărul necesar de treceri, se obține cu relația :

nt = treceri (6.3)[10]

Se determină forța de așchiere, FZ [daN],cu relația :

FZ = CF·vp0,7·fL0,7·fp0,6 [daN] (6.4)[10]

unde:

CF =2,2; pentru oțel călit

FZ =2,2·320,7·13,50,7·0,0120,6 = 10,833 daN

Puterea necesară, antrenării discului abraziv, Pd, se calculează cu relația:

Pd = kw (6.5)[10]

unde: vd = 30 m/s, viteza periferică a discului abraziv

Puterea pentru antrenarea piesei, se calculează cu aceeași formulă, însă vd se înlocuiește cu vp, păstrând neschimbată valoarea forței FZ:

Pp =0,056 kw (6.6)[10]

Pd ≤ PMot.acț.disc = 5,2 kw

Pp ≤ PMot.acț.piesă = 0,8 kw

S-a ales pentru prelucrare o mașină de rectificat WMW SA 200 x 800.

3.7 CALCULUL TEHNOLOGIC AL NORMELOR TEHNICE DE TIMP

Norma tehnică de timp este durata necesară pentru executarea unei operații în condiții tehnico-economice determinate și cu folosirea cea mai rațională a tuturor mijloacelor de producție.

În norma tehnică de timp intră o sumă de timpi, astfel:

[min] (12.1)[11]

unde:

Tu – timpul normat pe operație;

tb – timpul de bază (tehnologic, de mașină);

ta – timpul auxiliar;

ton – timp de odihnă și necesități firești;

td – timp de deservire tehnico-organizatorică;

tpi – timp de pregătire-încheiere;

N – lotul de piese care se prelucrează la aceeași mașină în mod continuu.

Suma dintre timpul de bază și timpul auxiliar se numește timp efectiv sau timp operativ. Algoritmul pentru calculul normei de timp, se găsește în [11].

Timpul de bază se poate calcula analitic cu relația:

[min] (12.2)[11]

unde:

l – lungimea de prelucrare, [mm];

l1 – lungimea de angajare a sculei, [mm];

l2 – lungimea de ieșire a sculei, [mm];

i – numărul de treceri;

n – numărul de rotații pe minut;

f – avansul, [mm/rot].

a) Strunjire cilindrică exterioară degroșare

Timpul de bază tb, se determină cu relația (3.12)[11], având în vedere și schema de calcul din figura 3.4:

Fig. 3.4 Strunjire degroșare

tb= [min]

Date inițiale de calcul:

n = 1250 rot/min, turația piesei;

f = 0,45 mm/rot, avansul;

vs = n x f = 562,5 mm/min, viteza de avans;

l =160 mm, lungimea suprafeței prelucrate;

t= 1,125 mm, adâncimea de așchiere;

tb= min

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(3.68):

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(3.79):

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(3.79):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(3.80):

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi, tab.(3.65):

Tpi = 10 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la strunjire cilindrică exterioară degroșare:

min

b) Strunjire cilindrică exterioară finisare

Pentru calculul timpului de bază, se folosește schema de calcul din figura 3.5.

Date inițiale de calcul:

n=1050 rot/min

f= 0,15 mm/rot

vs = n x f =157,5 mm/min

l = 160 mm

l1 =(0,5……2) =2 mm

l2 =(1……5) =1 mm

Timpul de bază, tb, va fi:

= 1,035 mm

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(11.21):

Fig. 3.5 Strunjire finisare

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(11.26):

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(11.26):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(11.27):

Timpul de pregătire-încheiere, tpi , tab.(11.26):

tpi = 14 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la strunjire cilindrică exterioară finisare:

min

c) Găurire I, pe mașină de găurit

Timpul de bază, tb, se calculează conform schemei de calcul din figura 3.6 și relației din tabelul (9.2)[11]:

0,257 min

Unde:

l =30 mm;

l1 = =1,5 mm;

l2 =(0,5……4) =3,5 mm.

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(9.50):

Fig. 3.6 Găurire pe mașină de găurit G25

Timpul de deservire tehnică, tdt, tab.(9.54)

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(9.54):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(9.55):

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi, tab.(9.1):

Tpi = 13 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la găurire I, pe mașină de găurit:

min

d) Găurire II, pe strung

Timpul de bază, tb, se calculează conform schemei de calcul din figura 3.7 și relației din tabelul (9.2)[11]:

min

Unde:

l = 25 mm;

l1 = = 4,5 mm;

l2 = (0,5……4) = 2,5 mm.

Fig. 3.7 Găurire pe strung

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, min.:

Timpul de deservire tehnică, tdt, min.:

Timpul de deservire organizatorică, tdo, min.:

Timpul de odihnă și necesități firești, ton , min.:

Timpul de pregătire-încheiere, Tpi, min.:

Tpi = 8 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp la găurire pe strung:

min

e) Rectificare rotundă exterioară

Timpul de bază, tb, se calculează cu relația din tabelul (12.2)[11], și având în vedere schema de calcul din fig.3.8:

tb =min

Fig. 3.8 Rectificare rotundă exterioară

Coeficientul ‘’k’’, pentru degroșare și finisare, k= 1,2……1,3.

Timpul de pregătire încheiere, tpi, tab.(12.1):

tpi =17 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Timpul ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei, ta, tab.(12.8):

ta = ta1 + ta2 + ta5 =0,35 +0,15 +0,30 = 0,80 min

Timpul de deservire tehnică, tdt, tabelul (12.6):

tdt ==0,0036 min

Durabilitatea discului abraziv, T = 33 min

Timpul de deservire organizatorică, tdo, tab.(12.12):

Timpul de odihnă și necesități firești, ton, tab.(12.13):

Norma de timp la rectificare rotundă exterioară:

min

Capitolul IV

CALCULUL COSTULUI DE PRELUCRARE AL

REPERULUI „FUS” – POZ.10

Costul prelucrării se poate calcula cu o precizie suficientă pentru a aprecia eficiența economică a variantei de proces tehnologic, utilizând relațiile din [16].

Costul de prelucrare se calculează cu relația:

C = Cs + Ca + Ci + Cr + Ce + CSD (9.1)[16]

Unde:

Cs – cheltuieli efectuate cu retribuirea muncitorului [RON/buc];

Ca – cheltuieli efectuate cu amortizarea utilajului [RON/buc];

Ci – cheltuieli efectuate cu întreținerea utilajului [RON/buc];

Cr – cheltuieli efectuate cu reparația utilajului [RON/buc];

Ce – cheltuieli efectuate cu energia electrică de acționare a utilajului [RON/buc];

CSD – cheltuieli efectuate cu scule și dispozitive [RON/buc].

În continuare se explicitează fiecare element al costului de prelucrare:

a) Cheltuielile efectuate cu retribuirea muncitorului:

Se calculează cu relația:

Cs = TU · Rt [RON/buc] (9.2)[16]

Unde:

TU – norma tehnică de timp pentru operația respectivă (se regăsește în capitolul III);

TU1 = 15 min, norma tehnică de timp pentru lucrări de strunjire;

TU2 = 4 min, norma tehnică de timp pentru lucrări de găurire;

TU3 = 8 min, norma tehnică de timp pentru lucrări de rectificare;

TU4 = 6 min, norma tehnică de timp pentru lucrări de lăcătușărie.

Rt – retribuția tarifară corespunzătoare categoriei de complexitate a prelucrării;

Rt1 = 0,0663 RON/min, retribuția tarifară pentru lucrări de strunjire;

Rt2 = 0,0629 RON/min, retribuția tarifară pentru lucrări de găurire;

Rt3 = 0,075 RON/min, retribuția tarifară pentru lucrări de rectificare;

Rt4 = 0,065 RON/min, retribuția tarifară pentru lucrări de lăcătușărie.

Cs = TU1 · Rt1 + TU2 · Rt2 + TU3 · Rt3 + TU4 · Rt4 = 2,236 RON/buc

b) Cheltuielile efectuate cu amortizarea utilajului

Se calculează cu relația:

Ca = (9.3)[16]

Unde:

VU – valoarea utilajului [RON];

VU1 = 50000 RON (pentru strung SN 250×500);

VU2 = 30000 RON (pentru mașină de găurit G25);

VU3 = 45000 RON (pentru mașină de rectificat WMW SA 200×800);

A – cota medie de amortizare;

A1 = 8 ani, pentru strung;

A2 = 5 ani, pentru mașină de găurit;

A3 = 6 ani, pentru mașină de rectificat;

ns = 1, numărul de piese prelucrate simultan;

TU = 33 min, norma tehnică de timp totală necesară realizării unei bucăți de piesă – „Fus”.

Ca1 = RON

Ca2 = RON

Ca3 = RON

Cheltuielile totale efectuate cu amortizarea utilajului vor fi:

Ca = Cai = 43,56 RON

c) Cheltuielile efectuate cu întreținerea utilajului

Se calculează cu relația:

Ci = (3 + 0,065 · k3 · G) · (9.4)[16]

Unde:

k – coeficient de complexitate constructivă din tab.(9.3)[16];

k1 = 1,5, pentru strung SN 250×500;

k2 = 1,35, pentru mașină de găurit G25;

k3 = 1,4, pentru mașină de rectificat WMW SA 200×800;

G1 = 2760 kg, masa utilajului SN 250×500;

G2 = 1450 kg, masa utilajului G25;

G3 = 2400 kg, masa utilajului WMW SA 200×800;

TU = 33 min, norma tehnică de timp totală necesară realizării unei bucăți de piesă – „Fus”.

C1i = (3 + 0,065 · 1,53 · 2760) · = 18,44 RON

C2i = (3 + 0,065 · 1,353 · 1450) · = 5,29 RON

C3i = (3 + 0,065 · 1,43 · 2400) · = 13,06 RON

Ci = Cii = 36,79 RON

d) Cheltuielile efectuate cu reparațiile utilajului

Se calculează cu relația:

Cr = 0,288 · k · (9.5)[16]

Unde:

k – coeficient de complexitate constructivă din tab.(9.3)[16];

k1 = 1,5, pentru strung SN 250×500;

k2 = 1,35, pentru mașină de găurit G25;

k3 = 1,4, pentru mașină de rectificat WMW SA 200×800;

G1 = 2760 kg, masa utilajului SN 250×500;

G2 = 1450 kg, masa utilajului G25;

G3 = 2400 kg, masa utilajului WMW SA 200×800;

TU = 33 min, norma tehnică de timp totală necesară realizării unei bucăți de piesă – „Fus”.

Cr1 = 0,288 · 1,5 · = 6,06 RON

Cr2 = 0,288 · 1,35 · = 4,4 RON

Cr3 = 0,288 · 1,4 · = 5,39 RON

Cr = Cri = 15,85 RON

e) Cheltuielile efectuate cu energia electrică de acționare a utilajelor

Se calculează cu relația:

Ce = (0,7 + 0,33 · α) · P (9.6)[16]

Unde:

P1 = 2,2 kW, puterea nominală a strungului SN 250×500;

P2 = 3 kW, puterea nominală a mașinii de găurit G25;

P3 = 5,2 kW, puterea nominală a mașinii de rectificat WMW SA 200×800;

α1 = 0,065, raportul dintre puterea de mers în gol și puterea nominală a M.U. – SN 250×500;

α2 = 0,045, raportul dintre puterea de mers în gol și puterea nominală a M.U. – G25;

α3 = 0,095, raportul dintre puterea de mers în gol și puterea nominală a M.U. – WMW SA 200×800.

Ce1 = (0,7 + 0,33 · 0,065) · 2,2 = 1,58 RON

Ce2 = (0,7 + 0,33 · 0,045) · 3 = 2,144 RON

Ce3 = (0,7 + 0,33 · 0,095) · 5,2 = 3,803 RON

Ce = Cei = 7,52 RON

f) Cheltuielile efectuate cu sculele și dispozitivele

Se calculează cu relația:

CSD = (Ncg · ki · n · kTn + ) (9.7)[16]

Unde:

Ncg – norma grupată a costului mediu a unui minut de exploatare a sculelor fabricate în țară, tab.(9.5)[16];

ki – coeficient având valoarea:

ki = 1, pentru scule fabricate în țară;

ki = 5, pentru scule din import;

n = 1, numărul de scule cu care se lucrează simultan;

kTn = 0,85, coeficient dependent de utilizarea timpului normat;

kTd = 1,3, coeficient care are în vedere cheltuieli pentru reparația și întreținerea dispozitivelor;

Pd – costul sculelor și dispozitivelor, se extrage din tab.(9.9)[16];

Td – durata medie de utilizare pentru scule și dispozitive, în ore efective;

Se adoptă:

Td = 22000 ore pentru dimensiuni mari de SDV-uri;

Td = 14500 ore pentru dimensiuni medii de SDV-uri;

Td = 8000 ore pentru dimensiuni mici de SDV-uri.

CSD1 = (6,6 · 5 · 1 · 0,85 + )= 28,072 RON

CSD2 = (4,5 · 1 · 1 · 0,85 + )= 3,84 RON

CSD3 = (5,5 · 5 · 1 · 0,85 + )= 23,4 RON

CSD = CSDi = 55,31 RON

Rezultă costul total de prelucrare pentru reperul „Fus” – poz.10:

C = Cs + Ca + Ci + Cr + Ce + CSD = 161,26 RON

Capitolul V

NORME GENERALE DE TEHNICA

SECURITĂȚII MUNCII

În cazul căilor de circulație din hale cu linie de cale ferată, această linie va fi îngropată, șinele găsindu-se la nivelul drumului carosabil.

Instalațiile de iluminat natural și artificial trebuie să îndeplinească condițiile arătate în [ ], categoria de lucru urmând a fi încadrată pentru fiecare caz în parte de proiectant, pentru unitățile noi și de întreprindere pentru cele existente.

În locurile de muncă care necesită și un iluminat local, acesta va fi alimentat la tensiunea de 24 V.

Pentru protecția împotriva electrocutării prin tensiuni accidentale de atingere, mașinile-unelte, carcasele metalice ale utilajelor electrice de acționare, comandă și control vor fi protejate prin legare la pământ și la nul.

Dispozitivele de prindere trebuie să asigure o fixare rigidă a pieselor.

În cazul folosirii pentru prindere a dispozitivelor pneumatice hidraulice, electromagnetice și combinate, se vor prevedea blocaje care să împiedice desprinderea piesei în caz de întrerupere a alimentării cu aer sau lichid.

Mașinile-unelte cu degajări importante de vapori sau fum de la lichidele de răcire și ungere (strunguri automate multiax, mașini de danturat, mașini de honuit, mașini de refulat etc.), vor fi amplasate în hale a căror înălțime să asigure o bună ventilație, prevăzându-se și măsuri de pază contra incendiilor atunci când este cazul.

Strunguri

Înlăturarea așchiilor de pe mașinile-unelte producătoare de așchii se va face cu ajutorul periilor speciale sau cârligelor. înlăturarea așchiilor cu mâna este interzisă.

Dispozitivele de protecție trebuie să se manevreze ușor și să nu îngreuneze munca.

Angajarea cuțitului în material trebuie făcută lin, după punerea în mișcare a axului principal. în caz contrar, există pericolul smulgerii piesei din universal sau al ruperii cuțitului. La oprire, se va îndepărta mai întâi cuțitul și apoi se va opri mașina.

La prelucrarea pieselor pe strungul revolver se vor avansa toate sculele până la opritor.

La strungurile automate se vor prelucra numai bare drepte, teșite la ambele capete.

Elementele de comandă pentru pornirea strungurilor trebuie să fie astfel concepute și dispuse încât să nu permită pornirea accidentală a mașinii.

Dispozitivele de protecție a curelelor și angrenajelor cu roți dințate trebuie să fie prevăzute cu un sistem de întrerupere a alimentării motorului, care să nu permită punerea în funcțiune a mașinii decât numai când aceste dispozitive sunt în poziție de protecție.

Mandrinele universale și platourile trebuie să fie protejate cel puțin la partea superioară cu apărători.

Pe cât posibil, apărătoarele vor trebui să ajungă în mod automat în poziția de protecție la pornirea strungului. Pe cât posibil, funcționarea strungului va fi condiționată de poziția de protecție a ecranului.

Strungurile automate trebuie să fie prevăzute cu apărători de stropi.

Platourile vor avea marcată vizibil turația maximă până la care pot fi folosite în condiții de securitate.

Piesa de prelucrat trebuie fixată bine în mandrină sau între vârfuri și perfect centrată, pentru a nu fi smulsă. La fixarea și scoaterea pieselor din mandrină, se vor utiliza chei corespunzătoare, fără prelungitoare din țeavă sau alte pârghii.

Se interzice urcarea pe platoul strungului carusel în timp ce mașina este conectată la rețeaua de alimentare.

Înaintea pornirii mașinii se verifică fixarea cuțitului și a piesei și se controlează să nu rămână chei sau piese nefixate pe masă.

Mandrinele și platourile strungurilor nu vor prezenta părți proeminente radiale, cu excepția bacurilor de strângere, iar acestea nu vor depăși periferia mandrinei cu mai mult de 1/3 din lungimea lor.

Capetele de bară, care ies libere din partea stingă a păpușii fixe, trebuie protejate pe toată lungimea lor cu tuburi izolate fonic.

Dacă în timpul prelucrării se produc vibrații puternice, strungul trebuie oprit imediat, procedându-se la constatarea și înlăturarea cauzelor.

Atingerea pieselor cu mâna, respectiv măsurarea lor în timpul rotirii, este interzisă.

Operațiile de prelucrare manuală, cu pila, șabărul sau cu pânza abrazivă se vor executa numai atunci când sunt prevăzute în planul de operații și în acest caz se va acorda atenție deosebită în vederea evitării accidentelor.

La prelucrarea manuală a pieselor prinse în mandrina strungului cu ajutorul pilei, șabărului sau al pânzei abrazive, se va îndepărta căruciorul portcuțit cât mai mult de piesă.

La pilirea pieselor prinse în mandrina se va ține mânerul pilei cu mâna stingă, iar capătul pilei cu mâna dreaptă.

La prelucrarea muchiilor pieselor prinse în mandrina cu șabărul sau pânza abrazivă, acestea se vor aplica pe partea piesei care se rotește dinspre muncitor, adică pe partea inferioară a piesei.

Pentru prelucrarea interioară a pieselor prinse în mandrina cu pânză abrazivă, aceasta se va înfășură pe o bucată de lemn cu secțiunea rotundă.

Îndepărtarea așchiilor trebuie făcută numai după oprirea completă a mașinii, cu ajutorul unor dispozitive adecvate (cârlige, măturică sau perii). Se interzice curățarea strungului cu jet de aer comprimat.

Mașini de frezat

Pe mașina de frezat se vor executa numai operațiile pentru care a fost destinată mașina, de întreprinderea constructoare.

Mașinile de frezat trebuie să fie astfel concepute încât roțile de mână cu mâner ale avansurilor să nu se rotească în timpul avansului rapid.

La mașinile de frezat cu avansuri automate se vor respecta următoarele:

se recomandă ca mișcarea de avans să nu aibă loc fără mișcarea de rotire a axului principal al frezei;

la oprirea generală a mașinii, mai întâi trebuie să se oprească mișcarea de avans și după aceea mișcarea de rotire a axului principal al frezei.

Platourile vor avea marcată vizibil turația maximă până la care pot fi folosite în condiții de securitate.

Fixarea dinților în corpul frezei, în cazul frezei cu dinți demontabili, se va face cu ajutorul unor elemente de strângere speciale, cu blocare contra desfacerii.

Înaintea începerii lucrului, muncitorul trebuie să controleze amănunțit starea mașinii și să se convingă că punerea ei în funcțiune nu prezintă pericol.

Mașinile de frezat la care se execută frezare rapidă trebuie să fie prevăzute cu ecrane de protecție.

În timpul înlocuirii roților de schimb, mașina de frezat trebuie să fie deconectată de la rețea.

Înainte de montarea frezei, se va verifica ascuțirea acesteia, verificându-se dacă aceasta corespunde materialului ce urmează să se prelucreze, precum și regimul de lucru indicat în fișa de operații.

Frezele cu părți proeminente vor fi prevăzute cu apărători pe partea nelucrătoare a frezei.

Fixarea dinților în corpul frezei, în cazul frezei cu dinți demontabili, se va face cu ajutorul unor elemente de strângere speciale, cu blocare contra autodesfacerii.

În cazul când fixarea dinților din corpul frezei se face prin lipire, trebuie să se asigure o aderare bună a suprafețelor care se lipesc.

Montarea și demontarea frezei se vor face cu mâinile protejate.

După fixarea și reglarea frezei se va regla și dispozitivul de protecție, astfel încât dinții frezei să nu poată prinde mâinile sau îmbrăcămintea muncitorului.

Fixarea pieselor și desprinderea lor de pe masa mașinii de frezat, precum și reglarea sculelor, se vor face numai când mașina se află în stare de repaus.

Piesele grele se vor manevra numai cu mijloace de ridicat corespunzătoare.

Fixarea pieselor pe masa mașinii de frezat trebuie să se execute cu dispozitive speciale de fixare sau în menghină. Se interzic improvizațiile la fixarea pieselor.

Dispozitivul de fixare trebuie să fie de construcție rigidă, astfel ca la regimurile rapide de frezare să nu se smulgă piesa.

Sensul de rotație al frezei trebuie să corespundă cu poziția reazemelor dispozitivelor de fixare, astfel ca acestea să preia eforturile ce iau naștere în timpul așchierii.

Pentru o mai bună rigiditate, trebuie ca reazemele și dispozitivele de fixare să fie cât mai aproape de suprafața de frezare.

La fixarea pieselor cu suprafețe neprelucrate, se vor folosi menghine cu fălci zimțate sau plăci de reazem și de strângere zimțate.

Mașini de rectificat

Mașinile de rectificat pe uscat, inclusiv mașinile de ascuțit și polizat pe uscat, vor fi prevăzute cu instalații proprii de absorbție a prafului sau se vor amplasa în încăperi separate prevăzute cu instalații de ventilație.

În timpul exploatării corpurilor abrazive, acestea trebuie să fie protejate cu carcase care vor acoperi întreaga porțiune nelucrătoare a corpului abraziv, precum și capătul arborelui.

Carcasele de protecție trebuie să fie astfel concepute încât să permită înlocuirea cât mai ușoară a corpului abraziv. Capacul demontabil al carcasei trebuie să fie bine prins de partea fixă.

Carcasele de protecție ale mașinilor de rectificat trebuie să protejeze pe muncitor împotriva așchiilor, prafului, precum și a stropirii cu lichid de răcire.

Carcasele de protecție trebuie să fie astfel concepute și executate încât să rețină bucățile corpului abraziv în caz de spargere. Ele se vor realiza din oțel sau din fonta maleabilă.

Alegerea corpului abraziv se va face în funcție de felul materialului de prelucrat, forma piesei, calitatea suprafeței prelucrate precum și tipul și caracteristicile mașinii.

Vitezele periferice maxime admise la exploatarea corpurilor abrazive artificiale sunt cele din tabelul 53.

Viteza periferică maximă admisă pentru corpurile abrazive naturale este de 15 m/s.

Corpurile abrazive se vor feri de lovituri și trepidații.

Transportul corpurilor abrazive se va face cu mijloace de transport cu suspensie având roți cu bandaje de cauciuc.

Se interzice transportul corpurilor abrazive prin rostogolire.

Se interzice transportul corpurilor abrazive împreună cu alte obiecte dure.

Corpurile abrazive se depozitează sortate în încăperi cu temperatura mai mare de +5°C și umiditatea relativă a aerului sub 70%.

Depozitarea corpurilor abrazive trebuie să se facă cu grijă în stelaje metalice, rezistente, căptușite la interior cu lemn sau alt material cu proprietăți similare.

Între corpurile abrazive depozitate se vor intercala garnituri de carton.

Se va evita o încălzire (cuptoare, raze solare) sau răcire unilaterală a corpurilor abrazive (tensiuni termice).

Corpurile abrazive vor fi etichetate în conformitate cu prevederile standardelor în vigoare.

Pe corpurile abrazive mari (diametrul peste 1000 mm) cu liant ceramic, cu excepția celor cu liant silicos, trebuie să fie menționată data fabricației.

Corpurile abrazive rapide pentru viteze periferice mari (peste 35 m/s la liant ceramic și peste 40 m/s la liant de bachelită) trebuie să fie marcate distinct cu vopsea rezistentă la apă.

Înaintea utilizării, corpurile abrazive trebuie verificate Ia sunet prin suspendare (corpurile abrazive mai grele de 50 kg se verifică în poziție verticală, fără a fi suspendate) și lovirea lor ușoară pe fețele laterale cu un ciocan de lemn.

Corpurile abrazive care nu au fisuri trebuie să dea la verificarea la sunet un sunet clar.

Înainte de utilizarea corpurilor abrazive cu diametrul mai mare de 150 mm inclusiv (cele rapide cu diametrul mai mare de 30 mm inclusiv), acestea se vor supune încercării rezistenței la rotire.

Încercarea rezistenței Ia rotire se execută obligatoriu, la întreprinderea care utilizează corpuri abrazive, pe o mașină specială, prin rotirea corpurilor abrazive în gol cu o viteză periferică egală cu de 15 ori viteza periferică maximă admisă pentru lucru.

Corpurile abrazive, care au fost supuse la o prelucrare mecanică, trebuie să fie încercate înainte de a fi date în exploatare, prin rotirea lor Ia o viteză egală cu de 1,6 ori mai mare decât viteza periferică maximă admisă pentru lucru.

Durata de încercare la rotire a corpurilor abrazive la viteza de încercare trebuie să fie de cel puțin:

3 minute pentru corpurile abrazive rapide cu diametrul exterior mai mare de 30 mm;

5 minute pentru corpurile abrazive cu diametrul exterior de la 150 mm până Ia 300 mm;

7 minute pentru corpurile abrazive cu diametrul exterior între 300 mm și 500 mm;

10 minute pentru corpurile abrazive cu diametrul exterior mai mare de 500 mm.

Mașina pentru încercarea rezistenței la rotire trebuie să fie construită special în acest scop, să permită mărirea continuă a turației și să fie prevăzută cu un tahometru și cu o carcasă de. protecție rezistentă care să rețină bucățile din corpul abraziv proiectate, în cazul spargerii acestuia.

Fixarea corpului abraziv pe axul mașinii pentru încercarea rezistenței la rotire trebuie să se realizeze cu flanșe corespunzătoare diametrelor acestora.

Fiecare corp abraziv încercat la rotire va fi marcat cu vopsea rezistentă la apă.

Înaintea montării corpului abraziv pe axul mașinii pentru încercarea rezistenței la rotire, se va efectua echilibrarea statică a corpului abraziv.

Montarea corpurilor abrazive pe mașinile de rectificat și polizat se va face de către muncitori bine instruiți și autorizați în scris de conducerea întreprinderii respective.

Fixarea corpului abraziv trebuie să fie astfel executată încât să se asigure o centrare perfectă a acestuia în raport cu axa de rotație.

Corpul abraziv trebuie să intre cu joc pe arborele mașinii sau pe butucul flanșei de fixare. Jocul dintre alezajul corpului abraziv și arborele mașinii sau butucul flanșei va fi cuprins între următoarele limite:

0,1 …. 0,5 mm la diametrul alezajului până la 100 mm;

0,2 …. 1,0 mm la diametrul alezajului cuprins între 100 și 250 mm;

0,2 …. 1,2 mm la diametrul alezajului peste 250 mm.

La corpurile abrazive rapide jocul dintre alezajul lor și arborele mașinii sau butucul flanșei va fi cuprins între următoarele limite:

0,1 …. 0,5 mm la diametrul alezajului până la 100 mm;

0.2 …. 0,6 mm la diametrul alezajului cuprins între 100 și 250 mm;

0,2 …. 0,8 mm la diametrul alezajului peste 250 mm.

În cazul în care jocul dintre alezajul corpului abraziv și diametrul arborelui depășește limita superioară se va turna în alezajul corpului abraziv o bucșă de plumb.

Mașini de găurit

Mandrinele pentru fixarea burghielor și alezoarelor se vor strânge și desface numai cu chei adecvate, care se scot înainte de pornirea mașinii.

Burghiul sau alezorul din mandrina de prindere va fi centrat și fixat.

Scoaterea burghiului sau alezorului din mandrină se va face numai cu ajutorul unei scule speciale.

Se interzice folosirea burghielor, alezoarelor sau sculelor de honuit cu cozi uzate sau care prezintă crestături. urme de lovituri.

Este interzisă folosirea burghielor necorespunzătoare sau prost ascuțite.

Ascuțirea burghielor se va face numai cu burghiul fixat în dispozitive speciale.

Cursa sculei se va regla în așa fel, încât aceasta să se poată retrage cât mai mult la fixarea sau desprinderea piesei;

Prinderea și desprinderea piesei pe și de pe masa mașinii se vor face numai după ce scula s-a oprit complet.

Lăcătușerie

Bancurile de lăcătușărie, polizoarele mici (până la Φ150 mm) și mașinile de găurit de banc se pot instala în imediata apropiere a pereților sau stâlpilor, dacă în acel loc nu există elementele de încălzire sau alte instalații.

La polizoarele manuale acționate pneumatic se vor prevedea la racordurile de aer comprimat regulatoarele necesare, care să permită reglarea presiunii aerului la presiunea de regim prescrisă pentru polizorul respectiv.

Polizoarele fixe trebuie să fie prevăzute cu un suport de sprijin reglabil în plan orizontal și vertical care să permită reglarea lui astfel încât distanța dintre corpul abraziv și suport să nu fie mai mare de 3 mm.

Suportul trebuie astfel reglat încât punctul superior de contact al piesei cu discul abraziv să se găsească pe planul orizontal care trece prin centrul corpului abraziv sau mai sus cu cel mult 10 mm.

La mașinile care nu sunt prevăzute cu dispozitive de mutare a curelei în mers, această operație se va face numai după oprirea completă a mașinii.

La operațiile unde nu se pot folosi ecrane de protecție, se vor utiliza ochelari sau viziere de protecție corespunzătoare operației.

Se va da o deosebită atenție curățării lentilelor, vizierelor sau ecranelor și schimbării lor imediate în cazul când prezintă zgârieturi în regiunea câmpului vizual.

Suportul de sprijin trebuie să permită o fixare sigură a lui. Suporturile orizontale de la polizoare nu vor fi folosite în stare uzată.

Carcasele de protecție ale polizoarelor trebuie să fie prevăzute în partea superioară a deschiderii cu o vizieră de protecție reglabilă.

Distanța dintre muchia inferioară a vizierei și corpul abraziv nu va fi mai mare de 6 mm.

BIBLIOGRAFIE

1. Bunescu, V. ș.a., – Raționalizarea calculelor în proiectarea

mașinilor,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2006

2. Calmanovici, T., – Culegere de probleme pentru

mașini unelte,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2005

3. Crivacucea, O., – Mecanică, STATICĂ,

Volumul 1, Universitatea tehnică

TIMIȘOARA, 1992

4. Dobre, V., – Îndrumător pentru proiectarea

asamblărilor în construcția de mașini,

I.P.A.C.M., BUCUREȘTI, 2001

5. Drăghici, I. ș.a., – Organe de mașini – Probleme,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1998

6. Drăghici, I. ș.a., – Calculul și construcția cuplajelor,

Editura didactică și pedagogică,

BUCUREȘTI, 1999

7. Ianici, S., – Organe de mașini,

Volumul 1 și 2, Editura Universitatea

,,Eftimie Murgu’’ REȘIȚA, 2002

8. Mănescu, T. ș.a., – Rezistența materialelor,

Volumul 1 și 2, REȘIȚA, 1995

9. Manea. Gh., – Organe de mașini,

Volumul 1, Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2004

10. Picoș, C. ș.a., – Calculul adaosurilor de prelucrare și

al regimurilor de așchiere,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2002

11. Picoș, C. ș.a., – Normarea tehnică pentru prelucrări prin

așchiere, Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2000

12. Rabinovici, A., – Rulmenți,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 2003

13. Rădulescu, Gh.ș.a., – Îndrumar de proiectare în construcția de

mașini, Volumul 3,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1998

14. Vlase, A.ș.a., – Regimuri de așchiere, adaosuri

de prelucrare și norme tehnice de timp,

Volumul 1 și 2,

Editura tehnică, BUCUREȘTI, 1999

15. Vela, I., – Proiectarea dispozitivelor,

Editura „Eftimie Murgu”, REȘIȚA, 1998

16. MANUALUL INGINERULUI MECANIC, „Mecanisme, Organe de mașini,

Dinamica mașinilor”, Editura tehnică,

BUCUREȘTI, 2001

17. NORME INTERNE DEPARTAMENTALE,

Ministerul industriei constructoare de mașini,

BUCUREȘTI, 1996