SPECIALIZAREA: TEHNOLOGIA CONSTRUCȚIILOR DE MAȘINI [311210]
[anonimizat]: [anonimizat]: [anonimizat].dr.ing. Păunescu Daniela Gheigheș Dumitru Marcel
2016
[anonimizat]: TEHNOLOGIA CONSTRUCȚIILOR DE MAȘINI
ÎMBUNĂTĂȚIREA UNEI MATRIȚE
PENTRU TURNAREA SUB PRESIUNE A [anonimizat]: [anonimizat].dr.ing. Păunescu Daniela Gheigheș Dumitru Marcel
2016
[anonimizat]: [anonimizat],
DECAN DIRECTOR DE DEPARTAMENT
PROIECT DE DIPLOMĂ
Absolvent: [anonimizat]: Tehnologia Construcțiilor de Mașini
Promoția: 2015- 2016
Forma de învățământ: Zi
Tema propusă: Îmbunătățirea unei matrițe pentru turnarea sub presiune a unor piese cilindrice de tip piston __________________________________________________________________________________
__________________________________________________________________________________
Tema a fost propusă de: a) facultate;
b) societate comercială;
c) [anonimizat];
d) alte situații.
Scurtă descriere a stadiului actual al temei (cca 50…60 cuvinte)
Lucrarea de diplomă reprezintă îmbunătățirea tehnologică a unei matrițe de turnat sub presiune pentru două piese de formă cilindrică tip piston din material AlCu2Mg1.5Ni1.3FeSi ____________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________
Originalitatea temei: a) la prima abordare;
b) îmbunătățirea soluției existente;
c) a mai fost dată la examenul de diplomă;
d) brevet de invenție;
e) [anonimizat] ? ___________________________________________
Oportunitatea rezolvării temei (cca 20…30 cuvinte)
[anonimizat]-bielă, ambele fiind componente ale blocului motor.
Data primirii temei: 20.02.2016
Locul de documentare: SC AUTONOVA SA
Conducător științific: Conf.dr.ing. [anonimizat]: _______________________________
Data susținerii lucrării: 05.07.2016
Conducător științific, _________________________ Absolvent, ___________________________
[anonimizat]: INGINERIA FABRICAȚIEI
FIȘA DE APRECIERE
a lucrării de diplomă
Absolvent: [anonimizat]: Tehnologia Construcțiilor de Mașini
Promoția: 2015- 2016
Forma de învățământ: Zi
Tema abordată: Îmbunătățirea unei matrițe pentru turnarea sub presiune a unor piese cilindrice de tip piston
______________________________________________________________________________________
Concordanța între conținutul lucrării și titlu: a) Foarte Bună; b) Bună; c) Medie; d) Slabă; e) Foarte Slabă;
Corectitudinea soluțiilor: a) Foarte Bună; b) Bună; c) Medie; d) Slabă; e) Foarte Slabă;
Corectitudinea utilizării bibliografiei: a) Foarte Bună; b) Bună; c) Medie; d) Slabă; e) Foarte Slabă;
Ritmicitatea în elaborarea lucrării: a) Foarte Bună; b) Bună; c) Medie; d) Slabă; e) Foarte Slabă;
Nivelul științific al lucrării: a) Înalt; b) Mediu; c) Slab;
Calitatea documentației întocmite: a) Foarte Bună; b) Bună; c) Medie; d) Slabă e) Foarte Slabă;
Execuție practică/sau dezvoltare software: a) Da; b) Nu.
Originalitatea soluțiilor propuse (scurtă descriere de cca 30…50 cuvinte) ____________________________ __________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________
Utilizarea tehnicii de calcul, la: a) redactare; b) proiectare; c) total d) alte situații ___________________
Aplicabilitatea lucrării în: a) societăți comerciale; b) universități/institute de cercetare; c) nu are aplicabilitate imediată; d) alte situații ________________________________________________________
Contribuția absolventului în ansamblul lucrării este de: a) 0-25%; b) 25-50%; c) 50-75%; d) 75-100%.
Decizia conducătorului științific care a analizat lucrarea, este de: a) Acceptare; b) Refacere; c) Respingere.
Conducător științific, ______________________________ Absolvent, ___________________________
Data: _________________________ Data: __________________________
FORMULAR DE EVALUARE CANTITATIVĂ
A LUCRĂRII DE DIPLOMĂ
DE CĂTRE INDRUMĂTORUL ȘTIINȚIFIC
EVALUAREA LUCRĂRII
Notă(e) propusă(e):
Semnătura îndrumătorului/ îndrumătorilor pentru lucrarea de diplomă:
Data: _____________________________
rezumat
Lucrarea de diplomă reprezintă îmbunătățirea tehnologică a unei matrițe de turnat sub presiune pentru două piese de formă cilindrică, tip piston din materialul AlCu2Mg1.5Ni1.3FeSi.
Problemele concrete prezentate în aceastǎ lucrare sunt:
prezentarea și descrierea materialului piesei care va fi turnată;
principii generale privind turnarea sub presiune;
particularitǎțiile construcției formelor cum ar fi: umplerea formei; solidificarea și rǎcirea piesei; defectele pieselor turnate;
elemente de proiectare a matriței cum ar fi dimensionarea cuiburilor; sistemul de injectare; aerisirea cuiburilor; sistemul de rǎcire; sistemul de aruncare; calculele de rezistențǎ;
proiectarea și executarea unei piese complexe din matrițǎ ce cuprinde itinerariul tehnologic; calculul adaosurilor de prelucrare; calculul regimurilor de așchiere; normare tehnicǎ de timp; aspecte ale protecției muncii și programul CNC pentru o fazǎ;
anexe, care conțin: desenul de ansamblu a matriței de turnat sub presiune; desenul de execuție a reperului ales din matrițǎ și schema de prelucrare a operației pe mașina de frezat CNC.
summary
This present degree thesys represents an technological improvement for a cast mold to form two cylindrical pieces, piston type of the following material: AlCu2Mg1.5Ni1.3FeSi.
Concrete issues presented in this writing are:
– Presentation and description of the material that has to be molded;
– General principles of casting;
– Construction particularities forms such as form filling; solidification and piece cooling; defects in castings;
– Mold design elements such as nests sizing; the injection system; nests aeration; cooling system; throw system; resistance calculations;
– Design and execution of the complex parts from the die wich contains the technological itinerary; calculation processing allowance; calculating cutting data; sheet standardization of time; issues of safety and CNC program for one phase;
– Annexes, wich are containing an assembly drawing for die-cast, in particular the drawing part execution of the processing scheme and the processing scheme of the operation on a CNC milling machine.
Declarație pe proprie răspundere privind
autenticitatea lucrării de licență/diplomă/disertație
Subsemnatul ____________________________________________________
____________________________________________________________________ ,
legitimat cu ________________seria ________nr. ___________________________,
CNP ___________________________________________________autorul lucrării
_____________________________________________________________________
_____________________________________________________________________
_____________________________________________________ elaborată în
vederea susținerii examenului de finalizare a studiilor de ______________
la Facultatea________________________________________,
Specializarea ____________________________
din cadrul Universității Tehnice din Cluj-Napoca, sesiunea ____________________ a anului
universitar __________________, declar pe proprie răspundere, că această lucrare este rezultatul propriei activități intelectuale, pe baza cercetărilor mele și pe baza informațiilor obținute din surse care au fost citate, în textul lucrării, și în bibliografie.
Declar, că această lucrare nu conține porțiuni plagiate, iar sursele bibliografice au fost folosite cu respectarea legislației române și a convențiilor internaționale privind drepturile de autor.
Declar, de asemenea, că aceasta lucrare nu a mai fost prezentată în fața unei alte comisii de examen de licență/diplomă/disertație.
În cazul constatării ulterioare a unor declarații false, voi suporta sancțiunile administrative,
respectiv, anularea examenului de licență/diplomă/disertație.
Nume, prenume
_______________________________
Data
_____________________
Semnătura
cuprins
DE CORECTAT !!!!!!!!!!!!!!!!!
Introducere………………………………………………………………………………………………………………………11
Capitolul 1. cONSIDERATII GENERALE…………………………………………………………………………………11
Turnarea sub presiune …………………………………………………………………………………………………..11
1.2 Tendintele de dezvoltare a procedeelor speciale de turnare……………………………………………….11
Capitolul 2 Turnare la presiuni inalte …………………………………………………………………………13
2.1 Stadiul actual si tendinte de dezvoltare a procedeului……………………………………………………….13
2.2 Clasificarea procedeelor de turnare sub presiune……………………………………………………………..16
2.3 Influenta presiunii exterioare asupra curgerii aliajelor……………………………………………………….17
2.4 Avantajele si dezavantajele utilizarii procedeului in turnatorii……………………………………………18
Capitolul 3 Metode si instalatii de turnare la presiuni inalte ………………………..24
3.1 Schema de principiu si elementele componente ale instalatiei……………………………………………24
3.2 Clasificarea metodelor si instalatiilor de turnare la presiuni inalte………………………………………25
Capitolul 4 PROIECTAREA MATRITEI……………………………………………………………………………………27
4.1. Memoriu tehnic…………………………………………………………………………………………………………..27
4.2 Analiza conditiilor tehnologice si de functionare ale reperului……………………………………………28
4.3 Analiza materialelor din care acesta poate fi confectionat si caracteristiciile mecanice
ale acestora………………………………………………………………………………………………………………….34
4.3.1 Identificarea suprafetelor caracteristice………………………………………………………………….36
4.3.2 Stabilirea dimensiuni semifabricatului ……………………………………………………………………37
4.4 Calculul adaosurilor de prelucrare………………………………………………………………………………….41
4.5 Stabilirea tehnologiei de verificare a conformitatii piesei………………………………………………….44
4.6 Reconditionarea…………………………………………………………………………………………………………..46
4.7 Proiectarea matritei……………………………………………………………………………………………………..47
4.7.1 Matrita de turnat………………………………………………………………………………………………….47
4.7.2 Dimensionarea cuiburilor……………………………………………………………………………………..47
4.7.3 Sistemul de injectare……………………………………………………………………………………………48
4.7.4 Aerisirea cuiburilor……………………………………………………………………………………………..50
4.7.5 Sistemul de racire si conceptul folosit la sistemul de racire a matritei………………………..50
4.7.6 Sistemul de aruncare……………………………………………………………………………………………53
4.7.7 Calculele de rezistenta…………………………………………………………………………………………54
Capitolul 5 Proiectarea procesului tehnologic a unui reper………………………….56
5.1 Analiza constructiv functionala a piesei…………………………………………………………………………56
5.1.1 Alegerea semifabricatului……………………………………………………………………………………56
5.1.2 Aplicabilitatea piesei…………………………………………………………………………………………..57
5.2 Itinerarul tehnologic…………………………………………………………………………………………………….58
5.3 Calculul adaosurilor de prelucrare si a dimensiunilor intermediare……………………………………64
5.4 Calculul regimurilor de aschiere…………………………………………………………………………………..66
5.4.1 Calculul regimurilor de aschiere la operatia 1………………………………………………………..66
5.4.2 Calculul regimurilor de aschiere la operatia 2……………………………………………………….68
5.4.3 Calculul regimurilor de aschiere la operatia 4……………………………………………………….75
5.4.4 Calculul regimurilor de aschiere la operatia 5; 9……………………………………………………88
5.4.5 Calculul regimurilor de aschiere la operatia 6; 10………………………………………………….89
Capitolul 6 Normarea tehnica……………………………………………………………………………………….95
6.1 Normarea tehnica pentru operatia 2 …………………………………………………………………………….95
6.2 Normarea tehnica pentru operatia 4 …………………………………………………………………………….96
6.3 Normarea tehnica pentru operatia 5 …………………………………………………………………………….96
6.4 Normarea tehnica pentru operatia 6 …………………………………………………………………………….97
6.5 Normarea tehnica pentru operatia 9 …………………………………………………………………………….98
6.6 Normarea tehnica pentru operatia 10…………………………………………………………………………..99
Capitolul 8 aspecte de protectia muncii…………………………………………………………………..106
Bibliografie…………………………………………………………………………………………………………………..108
Opis…………………………………………………………………………………………….…..110
INTRODUCERE
TURNAREA SUB PRESIUNE
Turnarea la presiune ridicată reprezintă un procedeu de turnare neconventional (special), care se caracterizează prin particularitatea că aliajul lichid este introdus în amprenta piesei din forma de turnare prin injectare sub acțiunea unei suprapresiuni mari, realizate mecanic. Aliajul lichid este dozat volumetric și este introdus într-un cilindru (cameră) de presare, de unde este injectat în forma de turnare cu ajutorul unui piston acționat mecanic. Este posibil ca injectarea să se realizeze și prin intermediul unui gaz sub presiune ridicată. Forma este o matriță metalică și are o construcție speciala, de cele mai multe ori fiind racită forțat. Datorită presiunii ridicate aliajul intră în amprenta piesei din formă cu viteză foarte mare, iar timpul de umplere este foarte scurt. Forma metalică determină o solidificare foarte rapidă a piesei. După solidificare matrița se deschide, iar piesa și aliajul solidificat în rețeaua de turnare sunt extrase.
TENDINȚELE DE DEZVOLTARE A PROCEDEELOR SPECIALE DE TURNARE
În domeniul procedeelor speciale de turnare se observă tendința de mecanizare, în ultimul timp impunându-se, în mod deosebit, comanda pneumatica.
O problema importantă de care trebuie să se țină seama este aceea a economiei de energie și materie primă. Sub acest aspect este de remarcat că procedeul de obținere a pieselor prin turnare oferă avantaje nete, pe de o altă parte se obțin piese finite fără a fi necesară consumarea de energie în vederea modificării formei.
Creșterea cantității și a calității pieselor turnate se manifestă prin urmatoarele tendințe:
– elaborarea unor materiale cu rezistențe mecanice și grad de prelucrabilitate sporite, în vederea reducerii grosimii pereților pieselor turnate;
– creșterea preciziei de execuție prin îmbunătățirea tehnologiilor, controlului și reglajelor la nivelele producției;
– economia de energie și recuperarea căldurii.
Perspectivele de viitor sunt legate de creșterea preciziei și a rezistenței pieselor, precum și de îmbunătățirea condițiilor de lucru. Se preconizează că piesele vor avea în viitor pereți din ce în ce mai subțiri, rezistența asigurându-se prin nervurare, proiectarea acestor piese necesitând evident integrarea calculatoarelor.
TURNAREA LA PRESIUNI INALTE
2.1 STADIUL ACTUAL ȘI TENDINȚE DE DEZVOLTARE A PROCEDEULUI
La turnarea sub presiune, productivitatea și calitatea produselor depind, într-o mare masură, de gradul de perfecționare tehnic și posibilitățile tehnologice ale utilajului folosit.
Procedeul de turnare la presiuni înalte se deosebește printr-o complexitate considerabilă a procesului, influența unui număr mare de parametri tehnologici asupra proprietăților pieselor turnate, instabilitatea acestor parametri, complexitatea utilajelor și instabilitatea funcționării lor. Metoda de turnare sub presiune înaltă se caracterizează prin viteza mare de curgere a aliajului lichid, sub acțiunea unei suprapresiuni realizate pneumatic sau mecanic, într-o formă metalică, de construcție specială, denumită în practica curentă matrita. Procedeul se limitează deocamdată la turnarea pieselor din aliaje neferoase și de mase relativ mici și mijlocii
( maximum ≈ 150 kg/buc ) devenind rentabilă, comparativ cu celelate procedee, la producții de serie mare și reprezintă singura posibilitate de obținere a unor piese cu grosimea pereților foarte mică ( sub 1 mm ) și suprafață mare.
Ca tendință se observă creșterea continuă a gradului de mecanizare și automatizare a procesului de turnare sub presiune. Astfel, problemele se rezolvă cel mai bine prin înzestrarea utilajelor cu un sistem automat de comandă programată a procesului de turnare sub presiune.
Prima mașină automată a fost pusă în funcțiune în anul 1970 în turnătoria firmei Rockwell
( S.U.A. ), ajungând în 1979 să aibe montate 29 de mașini de turnare sub presiune cu forța de închidere de la 540 tf pana la 1080 tf, produse de firma Lester. Analiza rezultatelor obținute în urma procesului de automatizare a evidențiat următoarele :
Rebuturile de piese turnate s-au micșorat de la 12% până la 5% ceea ce se datorează unui regim de exploatare mai constant și eliminării perioadelor de răcire a cochilelor la întreruperi de scurtă durată.
Producția săptămânală de piese turnate a crescut cu 40% datorită micșorării duratei unui ciclu de turnare și folosirii timpului de la începutul și sfârșitul unui schimb.
Un singur operator poate deservi mai multe mașini, în timp ce înainte de automatizarea mașinilor un operator deservea o singură mașină.
Mașinile de turnare sub presiune lucrează automat de peste 16 ani. Astăzi are loc, însă, o tendiță de integrare completă a locului de turnare, turnare sub presiune, debavurare și prelucrare ulterioară a pieselor obtinute ( fig . 2.1.).
FIG. 2.1. Loc de turnare autonom complet inter-relaționat cu turnarea sub presiune integrată
Cu ajutorul mecanizării și automatizării procesului de producție și a fluxului de materiale se pot realiza creșteri ale productivității la turnatoriile sub presiune de până la 50% și în cazuri individuale de pana la 100%.
Premisele ce se impun sunt reducerea timpilor principali, dispunerea in paralel a timpilor secundari și îndeosebi folosirea la început de mijloace de lucru simple. O instalație automată necesită costuri fixe mai mari, comparativ cu o mașină de lucru deservită manual. Pe de altă parte cheltuielile variabile ale instalației automate sunt mult aplatizate, repartizate pe numărul de bucăți – repere turnate, față de mașinile acționate manual.
În general, astăzi se consideră că automatizarea rentează la mărimi de loturi începând cu 5000 de bucăți.
În multe cazuri apar întreruperi ale funcționării instalației datorită opririlor în lipsa turnatorului ( de ordinul a câtorva minute ). Pentru evitarea acestor întreruperi, aparatele de automatizare își pot aduce o contribuție importantă. Efectul economic urmărit este obținerea creșterii productivității și a unei mari flexibilități în exploatare prin investiții minime cu întreruperi cât mai mici în funcționarea instalațiilor. Astfel, operatorului i se va crea o sarcină de supraveghere cu trecerea de la deservirea unei singure mașini la deservirea mai multor mașini, într-o ambianță de lucru schimbată.
Introducerea mașinilor cu comandă program va permite să se obțină un efect economic, în principal, datorită următorilor factori :
diminuarea cheltuielilor pentru acordarea și reglarea parametrilor mașinilor, în procesul desfășurării lucrărilor;
diminuarea rebuturilor de piese turnate, ca rezultat al stabilizării parametrilor tehnologici optimi;
creșterea rezistenței formelor de presare, cu aproximativ 1.5x, datorită termostatării ( termostabilizării ) automate.
In afară de aceasta, va crește calitatea produselor (omogenitatea proprietăților), se îmbunătățesc condițiile de lucru, se diminuează consumul de aliaje neferoase, se reduce durata pentru elaborarea tehnologiilor necesare confecționării produselor noi. Introducerea mașinilor cu comandă program este indicată la confecționarea pieselor complexe și rezistente, când o deosebită importanță va prezenta stabilitatea parametrilor tehnologici impuși.
Extinderea procedeului este limitată de investițiile inițiale mari și de dificultățile de proiectare și realizare a matrițelor. Ponderea cea mai mare o au piesele turnate din zinc și aluminiu, explicația constând în faptul că magneziul și aliajele sale, precum și aliajele cu baza de cupru impun anumite condiții speciale la elaborare și mai ales la turnare, ceea ce a îngreunat asimilarea industrială a acestora și în prezent producția este limitată din punct de vedere sortimental și tipodimensional. O dată cu asimilarea unor mărci de oțel corespunzătoare care să conducă la o durabilitate ridicată a matriței și pe masura dezvoltării și perfecționării metodelor de proiectare și executare a formelor metalice, procedeul de turnare sub presiune va putea fi dezvoltat pe măsura necesităților industriilor constructoare de mașini și mecanică fină.
. CLASIFICAREA PROCEDEELOR DE
TURNARE SUB PRESIUNE
Prin procedee de turnare sub presiune se înțeleg acele procedee de obținere a pieselor turnate, caracterizate prin aplicarea presiunii exterioare în timpul curgerii, solidificării și răcirii aliajului în cavitatea formei.
Analiza procedeelor de turnare sub presiune cuprinde studierea celor patru fenomene principale ce concură la obținerea piesei turnate și anume:
– curgerea aliajului lichid și umplerea cavității-amprentă din forma de turnare;
– solidificarea;
– cristalizarea;
– interacțiunea aliaj lichid – materialul formei de turnare.
Specific procedeelor de turnare sub presiune este folosirea unor forme metalice (matrițe) care asigură viteze mari de răcire, viteza de răcire fiind un parametru comun tuturor procedeelor speciale de turnare, care imprimă acestora anumite particularități neîntalnite în cazul procedeului clasic de turnare în formă din amestec de formare.
Alți factori care intervin în cazul procedeelor de turnare sub presiune și care au o influență hotărâtoare asupra celor patru fenomene menționate sunt:
– forțele sub care se realizează curgerea și solidificarea;
– modul de extragere a căldurii piesei de catre formă, caracterul solidificării și particularitățile formării structurii primare.
Modul de exercitare (direcția) a presiunii asupra aliajului care curge și cristalizează, valorile presiunilor realizate precum și natura agentului care realizează presiunea constituie de fapt și criteriile după care se pot clasifica procedeele de turnare sub presiune ( fig . 2.2).
FIG. 2.2 Procedee de turnare la care curgerea și solidificarea se face sub presiune
+ SURSA BIBLIOGRAFICA
2.3. INFLUENȚA PRESIUNII EXTERIOARE
ASUPRA CURGERII ALIAJELOR
Influența presiunii asupra curgerii aliajelor lichide se poate analiza pornind de la legea conservării energiei a lui Bernoulli (considerând curgerea fără pierderi ale presiunii).
H • + v²/2g • + P = cst. (2.1)
Unde: H – este înălțimea relativă a coloanei de lichid;
– greutatea specifică a aliajului lichid respectiv;
g – accelerația gravitațională;
v – viteza medie de curgere;
P – presiunea exterioară asupra aliajului lichid in mișcare.
De fapt, cei trei termeni reprezintă presiunea hidrostatică ( H), hidrodinamică (v²/2g) și exterioară (P).
Cu ajutorul relației (2.1) se determină viteza de curgere în cazul curgerii aliajului sub influența unei forțe suplimentare, forța de gravitație, respectiv presiunea la procedeul de turnare la înalta presiune.
Dacă se analizează valorile vitezei de curgere a aliajelor se observă că, pentru aceiași parametri de lucru ai instalației și caracteristici ale SDV-urilor (rețea de turnare), aceasta are valori extreme diferite (vezi tab. 2.1); apare astfel motivată existența unui număr mare de tipuri de instalații de turnare sub presiune, cu o mare diversitate de tipuri de rețele de turnare în funcție de aliajul turnat și particularitățile constructive ale piesei respective.
Vitezele de curgere ale aliajelor la turnarea sub presiune, pentru aceeași presiune suplimentară de injectare (Psi) din camera de compresie:
TAB 2.1
*k=√2g/γ – parametru carcteristic fiecărui tip de instalație.
2.4 AVANTAJELE ȘI DEZAVANTAJELE UTILIZĂRII
PROCEDEULUI ÎN TURNĂTORII
Turnarea sub presiune realizează piese de dimensiuni foarte exacte și cu un grad înalt de netezime a suprafețelor, ceea ce face posibilă utilizarea directă a acestor piese fară operații ulterioare de finisare.
Calitatea pieselor turnate la înaltă presiune reflectă just avantajele utilizării acestui procedeu. Astfel, primul criteriu de apreciere a calității pieselor turnate sub presiune se referă la toleranțele dimensionale și marimea (greutate ) curentă obținute; procedeele de turnare sub presiune sunt procedee de precizie care conduc la obținerea unui câmp de toleranțe mai redus decât cel de la turnarea în forme din amestec de formare obișnuit (forme clasice), pentru piese mici și mijlocii (tab . 2.2.).
Toleranțele dimensionale și masele pieselor obținute prin diferite procedee
de formare – turnare TAB . 2.2.
Al doilea criteriu de apreciere al calității îl constituie gradul de netezime al suprafețelor pieselor în stare brută turnată. Din datele indicate în tabelul urmator (tab . 2.3.) se observă că și în privința rugozității obținute, procedeul de turnare la presiune înalta este comparabil cu celelalte procedee.
Netezimi ale suprafețelor pieselor turnate prin diferite procedee TAB . 2.3.
OBSERVATIE : Între mărimile Ra , RZ și Rmax există următoarele relații de echivalență :
lgRz = 0.65 + 0.97 lgRa ;
lgRmax = 1,97 + 0.981 lgRa ;
Rmax = ( 3 ….. 6 ) Ra . (2.2)
Superioritatea procedeului de turnare la presiuni înalte față de procedeul clasic de turnare (forma din amestec de formare obișnuit) și chiar comparativ cu procedeele de formare speciale se referă la cel de-al treilea criteriu de calitate și anume caracteristicile mecanice ce se obțin și particularitățile în ceea ce privește omogenitatea structurală, compactitatea peretelui, lipsa defectelor etc.
În tabelul 2.4 sunt prezentate comparativ caracteristicile mecanice obținute pentru aceeași marca de bronz (tip CuSn6Zn4Pb6) turnat în forma din amestec obișnuit și forma metalică prin diferite procedee.
Caracteristicile mecanice obținute pentru aceeași marca de bronz TAB . 2.4.
În tabelul 2.5. se dau date privind compactitatea peretelui (exprimată prin volumul porilor) unor piese din diferite aliaje, turnate de asemenea în forma din amestec de formare obișnuit și forme metalice.
Gradul de compactitate a peretelui piesei turnate prin diferite procedee
TAB . 2.5.
Este ușor de remarcat că prin turnarea în forme metalice caracteristicile mecanice cresc considerabil și în anumite cazuri, obținerea unor valori ridicate ale proprietăților, nu este posibilă decât prin utilizarea unor procedee speciale de turnare.
Alegerea procedeului de formare – turnare pentru un anumit reper se face în primul rând pe baza anumitor criterii tehnice și tehnologice astfel ca tehnologia adoptată în final să corespundă cerințelor de calitate impuse piesei (toleranțe dimensionale și de masă, netezimea
suprafețelor, grosimea minimă de perete, caracteristicile aliajului în stare turnată), dar trebuie avută în vedere și eficiența economică. Din acest punct de vedere, în general, procedeele de turnare speciale nu sunt rentabile pentru unicate, ci ele devin competitive numai la producții de serie mare și de masă; în literatura de specialitate se indică orientativ numărul minim de piese ce trebuie turnat prin procedeul de turnare la înaltă presiune în forme metalice pentru ca să se obțină o amortizare a investițiilor necesare confecționarii SDV – urilor, consumului de materii și materiale și implicit a forței de muncă.
Astfel, pentru aliajele cu baza din Zinc, numărul minim de piese turnate prin acest procedeu trebuie să depășeasca cifra 25000, pentru aliajele cu baza de aluminiu cifra 20000, iar pentru cele cu baza din cupru cifra 5000.
.
METODE ȘI INSTALAȚII DE TURNARE LA PRESIUNI ÎNALTE
3.1 SCHEMA DE PRINCIPIU ȘI ELEMENTELE COMPONENTE ALE INSTALAȚIEI
În compunerea unei instalații de turnare sub presiune intră următoarele blocuri funcționale principale ( figura 3.1. ).
1 – forma de turnare ( matrița );
2 – camera de compresie;
3 – dispozitivul hidraulic sau pneumatic care realizează forța de presare;
4 – cuptor de menținere și sistem de alimentare;
5 – pompa;
6 – rezervor cu lichid de lucru;
7 – acumulator de presiune;
8 – sistem de închidere a semiformelor;
9 – acumulator de vid;
10 – sistemul de extragere al piesei turnate din matriță.
3.2 CLASIFICAREA METODELOR ȘI INSTALAȚIILOR DE
TURNARE LA PRESIUNI ÎNALTE
La stabilirea criteriilor de clasificare a mașinilor de turnat la presiuni înalte, deci, implicit a metodelor ce fac parte din această grupă de procedee speciale trebuie avut în vedere aspectul constructiv legat de utilajul propriu-zis și particularitățile metalurgice care se referă la specificul curgerii, solidificării și interacțiunii aliaj lichid – formă de turnare.
În figura următoare ( figura 3.2. ), este prezentată o clasificare a metodelor și instalațiilor de turnare sub presiune, după criteriul constructiv și din punct de vedere al concepției de realizare a utilajului, cu specificarea tipurilor de aliaje care sunt turnate în fiecare caz, valorile curente ale presiunii de injectare și mărimea maselor pieselor astfel obținute.
FIG . 3.2. Clasificarea metodelor și instalațiilor de turnare la presiuni înalte
IV IV. PROIECTAREA MATRIȚEI
Lucrarea de față face o analiză de execuție a unei matrițe de turnat sub presiune pentru o piesă de formă cilindrica din material AlCu2Mg1.5Ni1.3FeSi.
Problemele concrete prezentate în acest capitol se referă la:
Prezentarea și descrierea materialului piesei;
Elemente de proiectare a matriței;
Proiectarea și executarea unei piese complexe din matriță.
Fig. 4.1 Matrița de injectat
4.1. MEMORIU TEHNIC ????????
Analiza condițiilor tehnice și de funcționare ale reperului pentru care se va proiecta procesul tehnologic. Analiza materialelor din care acesta poate fi confecționat și caracteristicile mecanice ale acestora.
Proiectarea procesului tehnologic de fabricație cu tehnologii moderne.
Evaluarea structurii echipamentelor și celulelor de fabricație utilizat pentru fabricarea (realizarea) reperului respectiv.
Structura procesului tehnologic aplicat la realizarea reperului (cote de la semifabricat la piesă).
5. Desenul de execuție al reperului respectiv ( condiții tehnice, cote ).
4.2. Analiza condițiilor tehnice și de funcționare ale reperului pentru care se va proiecta procesul tehnologic.
Fig.4.2 Piesa
Pistonul îndeplinește următoarele roluri :
transmite forța de presiune a gazelor bielei;
preia reacțiunea provenită de la peretele cilindrului și transmite cilindrului reacțiunea normală produsă de bielă;
contribuie la realizarea formei camerei de ardere;
la motoarele in doi timpi este un element din sistemul de distribuție a gazelor.
El constituie un organ foarte puternic solicitat mecanic și termic; este supus unor importante forțe de frecare, iar partea exterioară a capului pistonului care vine în contact cu fluidul motor trebuie sa facă față și acțiunii corozive a gazelor de ardere.
Solicitările mecanice sunt o consecință a forțelor care acționează asupra pistonului. Aceste forțe sunt de trei categorii:
1. Forța direct aplicată care este dată de diferența dintre presiunea gazelor din cilindru și presiunea din carter;
2. Forța de inerție ca o consecință a masei pistonului și variațiilor de viteză pe care le înregistrează; ea este întotdeauna direcționată după axa pistonului;
3. Forțele de legătură date de acțiunea pistonului asupra bielei (este o forță dirijată după axa bielei) și acțiunea pistonului asupra cilindrului (este o forță normală care aplică pistonul pe cilindru și o forța de frecare).
În timpul funcționării, capul pistonului vine în contact permanent cu fluidul motor care, pe timpul arderii, atinge temperaturi de peste 20000C. Ca urmare el primește o cantitate foarte mare de căldură pe care trebuie să o evacueze deoarece altfel funcționarea mecanică ar fi compromisă. Evacuarea căldurii primite se face în special spre cilindru și într-o măsură mai mică spre carterul motorului.
Deoarece căldura este primită numai prin capul pistonului temperatura descrește în lungul pistonului, de la cap spre partea inferioară a mantalei. Nivelul și variația temperaturii depind de tipul motorului, materialul și construcția pistonului, proprietățile și mișcarea gazelor, agentul de răcire al motorului. Datorită diferențelor de temperatură, dilatările pistonului vor fi inegale, capul pistonului dilatându-se mai mult decât mantaua. Datorită neuniformității repartiției materialului, chiar într-o zonă cu aceeași temperatură, dilatările sunt inegale, dilatări ce sunt influențate și de regimul de funcționare al motorului. Deci pistonul propriu-zis nu poate asigura etanșarea; de aceea este necesar să se prevadă pistonul cu segmenți.
Din punct de vedere al materialului, cu cât temperatura este mai mare, calitățile de rezistență mecanică se înrăutățesc, scade în special duritatea, ceea ce conduce la o uzură mai pronunțată.
În regiunile unde capul pistonului este bătut în continuu de flacără, materialul poate fi ars sau poate da naștere fisurii, ceea ce impune schimbarea pistonului.
Ținând cont de rolul pistonului și de solicitările complexe și puternice pe care trebuie să le suporte în procesul de funcționare, rezultă că el trebuie să satisfacă următoarele condiții:
1. Să asigure etanșarea cilindrului la orice regim de funcționare;
2. Să primească cât mai puțină căldură pe la capul pistonului pentru a reduce importanța problemelor termice;
3. Să aibă proprietăți de transmitere a căldurii cât mai bune;
4. Să asigure un consum minim de ulei;
5. Să fie cât mai ușor, pentru a reduce importanța forțelor de inerție translatorii, dar în același timp suficient de rezistent și rigid;
6. Să asigure un lucru mecanic de frecare minim, deoarece pierderile prin frecare ale pistonului reprezintă aproximativ 60% din totalul pierderilor prin frecare la motoarele rapide;
7. Să aibă durabilitate mare oricât de grele ar fi condițiile de exploatare.
Pistonul se compune din următoarele părți:
Capul pistonului – partea superioară a pistonului ce preia presiunea gazelor. Construcția sa trebuie să asigure rezistența necesară și buna desfășurare a proceselor funcționale.
La motoarele Diesel, forma capului pistonului depinde de organizarea camerei de ardere. Când camera de ardere este divizată, se poate utiliza capul plan, dar adesea capul se profilează pentru a stimula arderea. Pentru camerele nedivizate, se pot aplica soluții variate (fig.4.4): cap mulat după forma jetului (a), cap cu cameră de ardere în formă de cupă (b), cap cu cameră de ardere toroidală, la care suprafața frontală constituie un prag ce expulzează aerul comprimat spre combustibilul injectat în cavitate (c), cap cu cameră de ardere sferică, folosit la motoarele cu formare peliculară a amestecului (d).
Fig.4.4 Forme ale capului pistonului
La motoarele diesel forțate cu injecție directă, se pot ameliora condițiile de funcționare ale capului pistonului prin diverse metode (fig.4.5). Prin rotunjirea muchiei camerei de ardere (a), sau teșirea ei (b), se micșorează viteza de curgere a gazelor și gradientul de temperatură în zona respectivă și se previne apariția de fisuri radiale de-a lungul muchiei. Tot pentru a proteja muchia se utilizează un inel fabricat dintr-un material de mare plasticitate, solidarizat cu pistonul prin sudare sub flux de electroni (c). Se mai folosește o armătură de bronz cu cupru, cobalt și beriliu, fixată cu șuruburi (d). La pistonul armat, muchia camerei de ardere este executată într-o inserție de material refractar, încorporată la turnare, care poate conține și canalul primului segment (e). Echiparea capului pistonului cu inserții de diferite configurații (f, g ,h) îl protejează de impactul cu jetul de combustibil sau de flacără, realizând totodată zone de temperatură ridicată, care favorizează arderea. Inserțiile se realizează din fontă specială sau oțel austenitic.
Fig.4.5 Ameliorarea condițiilor de funcționare ale pistonului
cu injecție directă
Regiunea port segmenți – partea pistonului prevăzută cu canale în care se
introduc segmenții. Pentru a împiedica supraîncălzirea primului segment, se adoptă diferite măsuri (fig.4.6). Este recomandabil să se plaseze canalul primului segment cât mai departe de capul pistonului, eventual la o distanță l de suprafața inferioară a acestuia (a). Regimul termic mai înalt la motoarele diesel a determinat promovarea unor soluții suplimentare: deasupra canalului primului segment se prelucrează șanțuri de abatere a fluxului de căldură (b) sau un canal îngust (c), ultimul acumulând reziduuri de ardere care ecranează transferul de căldură; se racordează larg cu R = (0,05…0,10)D, regiunea port-segmenți la suprafața inferioară a capului (d); se micșorează jocul zonei de deasupra canalului primului segment, pentru a participa și ea la evacuarea căldurii și se previne griparea prin executarea unor striuri (e); se izolează termic regiunea port-segmenți, practicând un gol în dreptul racordării cu suprafața inferioară a capului pistonului (f), ceea ce introduce însă un joc mai mare la manta.
Fig .4.6 Protejarea termică a primului segment
Mantaua – partea care ghidează pistonul în cilindru și transmite forța normală.
Trebuie să se asigure aderarea uleiului pentru reducerea frecării și jocuri reduse pentru ghidare, pentru evitarea bătăilor și pentru o bună etanșare. Arhitectura ei este influențată hotărâtor de necesitatea asigurării unui joc optim în funcționare, pentru aceasta utilizându-se patru soluții:
capul și regiunea port – segmenți din aliaje ușoare iar mantaua din fontă;
separarea mantalei de regiunea port segmenți printr-o tăietură în planul perpendicular pe axa pistonului în fundul canalului ultimului segment;
manta elastică – se realizează prin practicarea unei tăieturi în lungul mantalei;
manta cu inserție din alte materiale – pentru motoare cu diametrul mare, puternic solicitate termic.
Piesa a cărei tehnologie de fabricație și recondiționare se va proiecta este un piston matrițat din aliaj de aluminiu. Calota pistonului are o formă specială, care îmbunătățește procesul de formare și ardere a amestecului carburant. La interior pistonul este prevăzut cu nervuri care măresc rezistența și îmbunătățesc răcirea calotei acestuia.Pistonul are două bosaje cu găuri pentru montarea bolțului . În fiecare bosaj sunt executate câte două găuri, prin care uleiul barbotat de către biele ajunge la bolț. Pe suprafața laterală a pistonului sunt strunjite cinci canale circulare, destinate pentru montarea segmenților; patru din ele sunt dispuse mai sus, iar unul mai jos de orificiul destinat pentru bolț. Adânciturile frezate la exterior de ambele părți ale fiecarui bosaj servesc pentru reducerea greutății pistonului.
4.3. Analiza materialelor din care acesta poate fi confecționat
și caracteristicile mecanice ale acestora.
Față de condițiile de funcționare ale pistonului, aliajele de aluminiu sunt cele mai satisfăcătoare. Aceste aliaje, în comparație cu fonta, prezintă avantajul că au o conductivitate termică mai ridicată, densitatea mai mică, proprietăți antifricțiune superioare și uzinare mai ușoară. Totuși prezintă dezavantajul că rezistența mecanică este mai redusă, coeficientul de dilatare este mai ridicat și costul mai mare. Pistoanele din fontă au o aplicabilitate limitată la motoarele în doi timpi, unde prin acțiunea forțelor de inerție reduc efortul forțelor presiunii gazelor.
Aliajele de aluminiu pentru pistoane reprezintă o combinare judicioasă a elementelor de aliere principale (Si, Cu, Mg, Ni) cu elementele de aliere secundare (Fe, Ti, Mn, Zn), în vederea obținerii unui material care să satisfacă în cele mai bune condiții dezideratele impuse. Siliciul, magneziul și cuprul măresc rezistența la tracțiune a aliajului și reduc alungirea, iar nichelul mărește rezistența la temperatură. Fierul formează cu aluminiul cristale dure rezistente la uzură, iar titanul determină o cristalizare fină a aliajului. Manganul și zincul apar ca impurități.
După conținutul elementului de aliere de bază, aliajele de aluminiu pentru pistoane se împart în două grupe: aliaje pe bază de siliciu grupa Al-Si-Cu-Mg-Ni (silumin) și aliaje pe bază de cupru Al-Cu-Ni-Mg (aliaje Y). Dintre aliajele pe bază de siliciu pentru pistoane se utilizează aliajele eutectice și hipereutectice.
Aliajele pe bază de siliciu posedă coeficient de dilatare termică redus, care se micșorează pe măsura creșterii conținutului de siliciu. Aliajele hipereutectice corespund cel mai bine cerinței de a avea un coeficient de dilatare cât mai apropiat ce el al cilindrului. Datorită acestui fapt jocurile la rece pot fi mai mici, din care cauză uzurile, îndeosebi a canalelor și segmenților, vor fi mai reduse. Majoritatea constructorilor utilizează aliaje eutectice datorită dilatării reduse a acestora, pentru calitățile lor bune de frecare și uzură; totodată acestea sunt mai puțin sensibile la formarea fisurilor. Aliajele hipereutectice sunt mai dificile la turnare, iar pentru a reduce pericolul de fisurare la turnare se adaugă sodiul ca modificator; de asemenea acestea rezistă mai puțin la oboseală termică.
Aliaje pe bază de cupru au coeficientul de dilatare cel mai mare, din care cauză pistoanele se prevăd cu jocuri mărite, ceea ce favorizează intensificarea uzurilor grupului piston-segmenți-cilindru. De asemenea aceste aliaje se caracterizează printr-o fluiditate mică și tendința de a forma fisuri la cald. Datorită proprietăților mecanice ridicate, aliajele pe bază de cupru se utilizează pentru execuția pistoanelor la motoarele cu ardere prin compresiune puternic solicitate termic.
În acest proiect am folosit drept exemplu: AlCu2Mg1.5Ni1.3FeSi având următoarele caracteristici (STAS 7608 – 88).
Compoziția chimică :
– tratamentul termic al aliajului
T1 – recoacere și recristalizare
T4 – călire cu îmbătrânire totală
Semifabricatele din aluminiu pentru pistoane se obțin din turnare în cochilă sau prin matrițare. Unele încercări se referă la obținerea semifabricatelor prin sinterizare. Semifabricatele turnate se obțin prin turnare prin cădere liberă sau la mașini pentru turnare sub presiune în cochilă, cu mai multe miezuri.
Turnarea în cochilă este procedeul cu cea mai mare aplicabilitate, deoarece se asigură o structură cu granulație fină și caracteristici mecanice ridicate. Precizia semifabricatelor este mai înaltă, calitatea suprafețelor este mai bună, ceea ce determină micșorarea adaosurilor pentru prelucrarea mecanică și creșterea coeficientului de utilizare a metalului; în acest caz se prevăd adaosuri de 0.8-1.2 mm pe o parte. Procedeul permite turnarea pistoanelor cu forma calotei complicată. Pentru micșorarea uzurilor la pistoanele puternic încărcate termic în calota pistonului se introduce la turnare o piesă inelară din fontă aliată, pentru a evita arderea muchiei superioare a camerei de ardere din piston.
Matrițarea pistoanelor din aliaje de aluminiu asigură rezistență mai mare și uniformă semifabricatelor față de cele turnate însă la un cost mai ridicat. Pentru matrițare se folosesc lingouri mici, turnate în lingotiere răcite cu apă, ceea ce asigură o structură fină și orientată. Acestea se debitează, se forjează pentru o formare prealabilă, după care se matrițează. Obinerea pistoanelor prin sinterizare din pulberi metalice asigură un semifabricat de calitate, la care se aplică un număr minim de prelucrări mecanice. Se folosesc în acest scop aliaje hipereutectice cu conținut ridicat de siliciu.
4.3.1. Identificarea suprafețelor caracteristice
Suprafețele exterioare:
a) suprafața cilindrică 51.3 ( h= 30,7 mm)
Ra = 1,6 m.
b) suprafața conică max 51.3
min 50
h = 28.8 mm
Ra = 1,6 m.
c) trei canale pentru segmenți 47
Ra = 1,6 m.
pe suprafața frontală Ra = 0,8 m..
♦ primul canal h2,25
♦ al doilea canal h2,25
♦ al treilea canal h4,2
d) alezajul pentru bolț 10
Ra = 0,8 m.
Condiții tehnice:
– Suprafața găurilor pentru bolțul pistonului trebuie să fie curată, netedă, să nu aibă rizuri, urme de prelucrare, zgârieturi, turtiri sau alte defecte. Se admit rizuri provenite de la ieșirea cuțitului.
– abaterea de la cilindricitate 0,001
– abaterea de la paralelism 0,02/100
– se admite devierea axei bolțului față de planul de simetrie până la 0,05 mm.
4.3.2. Stabilirea dimensiunii semifabricatului
O etapă importantă în proiectarea procesului tehnologic de prelucrare prin așchiere o reprezintă determinarea structurii procesului și a numărului de operații.
Numărul operațiilor (fazelor) tehnologice necesare executării pieselor este în strânsă legătură cu condițiile tehnico-funcționale prescrise acestora. Operațiile tehnologice se pot grupa în: operații de degroșare, operații de finisare și operații de netezire. În cadrul unui proces tehnologic se pot prevedea operații din categoria celor arătate mai înainte sau se poate renunța complet la prescrierea unuia sau chiar a tuturor categoriilor de operații tehnologice, suprafața piesei rămânând în starea rezultată din procesul de semifabricare.
O corectă succesiune a operațiilor se stabilește atunci când se ține seama atât de condițiile tehnice, care asigură posibilitatea realizării lor, cât și din considerente economice, care asigură cheltuieli minime de fabricație.
Un proces tehnologic bine întocmit va trebui să respecte următoarea schemă de succesiune a operațiilor:
– prelucrarea suprafețelor care vor constitui baze tehnologice sau baze de măsurare pentru următoarele operații;
– prelucrarea de degroșare a suprafețelor principale ale piesei;
– finisarea acestor suprafețe principale care se pot realiza concomitent cu degroșarea;
– degroșarea și finisarea suprafețelor auxiliare;
– tratament termic (dacă este impus de condițiile tehnice);
– operații de netezire a suprafețelor principale;
– executarea operațiilor conexe procesului tehnologic (cântăriri, echilibrări etc.);
– controlul tehnic al calității; în unele situații pot fi prevăzute operații de control intermediar după operațiile de importanță majoră, pentru a evita în continuare folosirea unei piese care nu este corespunzătoare din punctul de vedere al calității.
După stabilirea succesiunii operațiilor și fazelor este necesar a se alege metoda prin care urmează a se realiza operația sau faza respectivă și apoi să se determine numărul de operații sau faze necesare realizării piesei finite.
Alegerea metodei de prelucrare se face ținând seama de următorii factori: productivitatea mașinilor-unelte existente sau a liniilor tehnologice, condițiile tehnice impuse piesei, mărimea coeficientului de precizie total, impus, ce trebuie realizat în urma prelucrării fiecărei suprafețe în parte.
Coeficientul de precizie (Ktot) poate fi calculat cu expresia:
Tsf
Ktot = –––––
Tp
în care Tsf reprezintă toleranța semifabricatului, în micrometri; Tp – toleranța dimensiunii, pentru suprafața respectivă, de obținut în urma prelucrării, în micrometri.
La alegerea metodei de prelucrare un rol important îl are numărul operațiilor ce trebuie realizate și indicii tehnico-economici ce pot caracteriza fiecare mod de prelucrare.
Valoarea coeficientului de precizie total se poate obține prin combinarea diferitelor metode de prelucrare pe diferite mașini-unelte:
Ktot = K1*K2*K3*……..*Kn,
în care n reprezintă numărul de operații (realizate prin diferite procedee) necesare executării suprafeței, pentru a se obține precizia impusă.
Pentru suprafața 51.3 corespunzătoare flanșei cilindrului:
coeficientul de precizie total :
Tsf 1600
Ktot = –––––– = –––– = 29,09
Tp 55
Analizând se constata că rugozitatea impusă suprafeței respective (Ra = 1,6 m) poate fi realizată prin mai multe procedee. Din toate, însă, ținând seama de semifabricatul ales, precum și de forma piesei, merită a se lua în considerare strunjirea de finisare și frezarea de finisare.
Dacă se consideră ca operație finală strunjirea de finisare și dacă se impune condiția ca, din operația precedentă (strunjirea de semifinisare) să nu rezulte o tolerantă mai mare de 50 m se poate asigura un coeficient de precizie egal cu:
Ts sf = 250
K1 = –––– = ––– = 4,555
Ts f 55
unde Ts sf reprezintă toleranța la operația precedentă stunjirii de finisare, adică stunjirea de semifinisare, în m.
Ts f reprezintă toleranța obținută la strunjirea fină și care este egală cu toleranța piesei.
Pentru o strunjire de semifinisare coeficientul de precizie, dacă se impune condiția ca din operația precedentă (strunjirea de degroșare – tabelul 2.15) să nu rezulte o toleranță mai mare de 400 m va fi egal cu:
Ts d 400
K2 = –––– = –––– = 1,6 ,
Ts sf 250
Se poate observa că cele două metode vor asigura un coeficient de precizie egal cu:
Ka = K1*K2 = 4,55* 1,6 = 7,28
ceea ce în comparație cu 29,09 este mult prea puțin.
Configurația piesei permite efectuarea unei strunjiri de degroșare, care asigură o toleranță la diametru egală cu Ts d = 400 m. În acest caz coeficientul de precizie va fi:
Tsf 1600
K3 = –––– = –––- = 4
Tsd 400
Coeficientul de precizie va fi in acest caz:
Ktot = K1*K2*K3 = 29,12
Așadar se poate constata că precizia de prelucrare impusă se realizează dacă se efectuează următoarele prelucrări prin așchiere: strunjirea de degroșare, strunjirea de semifinisare, strunjirea de finisare.
Similar modelului prezentat anterior se determină pentru toate suprafețele necesarul de operații, ce se pot deduce la pasul următor din fișa.
4.4. Calculul adaosurilor de prelucrare
În construcția de mașini, pentru obținerea pieselor cu precizia necesară și calitatea suprafețelor impuse de condițiile funcționale, este necesar, de obicei, ca de pe semifabricat să se îndepărteze prin așchiere straturi de material care constituie adaosurile de prelucrare.
Determinarea adaosurilor de prelucrare este strâns legată de calculul dimensiunilor intermediare si al dimensiunilor semifabricatului. Pe baza dimensiunilor intermediare se proiectează dispozitivele pentru prelucrări pe mașini unelte, verificatoarele de tipul calibrelor, se stabilesc dimensiunile sculelor așchietoare la operațiile ( fazele ) succesive de prelucrare a găurilor : burghiu, lărgitor, alezor etc. Dimensiunile calculate ale semifabricatului servesc la proiectarea matrițelor, modelelor pentru execuția formelor de turnare, cutiilor de miezuri etc. Stabilirea unor valori optime ale adaosurilor de prelucrare permite efectuarea calculului corect al masei semifabricatelor si al consumurilor specifice ale materialelor, precum și al regimurilor de așchiere și normelor tehnice de timp pentru operațiile de prelucrare mecanică prin așchiere.
Pentru determinarea adaosurilor de prelucrare se folosesc următoarele metode:
metoda experimental-statistică;
metoda de calcul analitic.
Prin metoda experimental-statistică adaosurile de prelucrare se stabilesc cu ajutorul unor standarde, normative sau tabele de adaosuri, alcătuite pe baza experienței uzinelor sau a unor date statistice.
Metoda de calcul analitic al adaosurilor de prelucrare, elaborată de V.M.Kovan, se bazează pe analiza factorilor care determină mărimea adaosului si stabilirea elementelor componente ale acestuia pentru condițiile concrete de efectuare a diferitelor operații tehnologice. Aceasta metodă permite evidențierea posibilităților de reducere a consumului specific de material si de micșorare a volumului de muncă al prelucrărilor mecanice la proiectarea unor procese tehnologice noi si la analiza celor existente.
Relațiile de calcul ale dimensiunilor intermediare se stabilesc din analiza schemelor de dispunere a adaosurilor intermediare si toleranțelor tehnologice. Dispunerea adaosurilor de prelucrare intermediare este diferită, după cum prelucrarea se realizează prin metoda obținerii individuale sau prin metoda obținerii automate a dimensiunilor.
La prelucrarea prin metoda obținerii automate a dimensiunilor apare o dispunere a adaosurilor intermediare diferită față de prelucrarea prin metoda obținerii individuale a dimensiunilor. Aceasta se explică prin faptul că la prelucrarea pe mașini-unelte reglate la dimensiune constantă pentru întregul lot de piese, datorită deformațiilor elastice ale elementelor sistemului tehnologic MUSDP (mașină – unealtă – sculă – dispozitiv – piesă) au loc fenomene de “copiere” care constau în aceea că la prelucrarea unui semifabricat cu dimensiunea minimă Li-1 min se obține dimensiunea minimă Li min la operația considerată i, iar la prelucrarea unui semifabricat cu dimensiunea maximă Li-1 max se obține dimensiunea maximă L i max .
Calculul adaosurilor de prelucrare și dimensiunilor intermediare pentru suprafața 51.3
a) pentru strunjirea de finisare (operația precedentă este strunjirea de degroșare)
Valorile deplasării matrițelor pentru clasa a doua de precizie :
ρm = 0.7 mm tab.5.9
Curbarea axei :
ρc = 0 mm
Excentricitatea găurii poansonate față de suprafața exterioară :
ρe = 1.4 mm tab.5.12
Valoarea abaterii spațiale remanente :
Eroarea de instalare, datorită fixării cu bolț tehnologic :
Adaosul minim pentru strunjirea de finisare :
Toleranța fazei precedente în treapta 11 de precizie este:
Diametrul maxim înainte de strunjirea de finisare :
Operația de strunjire de degroșare se execută la cota : 51,8 –0,250 mm.
Adaosul de prelucrare nominal real este :
b) pentru strunjirea de degroșare ( suprafața precedentă este în stare brută )
Valorile deplasării matrițelor pentru clasa a doua de precizie :
ρm = 0.7 mm tab.5.9
Curbarea axei :
ρc = 0 mm
Excentricitatea găurii poansonate față de suprafața exterioară :
ρe = 1.4 mm tab.5.12
Valoarea abaterii spațiale :
Eroarea de instalare, datorită fixării cu bolț tehnologic :
Adaosul minim pentru strunjirea de finisare :
Abaterea limită la dimensiunile semifabricatului matrițat ϕ54
Adaosul de prelucrare nominal real este :
Calculul adaosurilor de prelucrare și dimensiunilor intermediare pentru celelalte suprafețe cilindrice exterioare și interioare prelucrate prin strunjire se face similar suprafeței. 51.3
5.5. Stabilirea tehnologiei de verificare a conformității piesei
La efectuarea controlului defectelor ascunse sau de suprafață, prezentate detaliat în capitolul anterior, cum ar fi pori, sufluri, fisuri, crăpături, se utilizează o multitudine de metode nedistructive, dintre care voi prezenta în continuare pe cele folosite în cazul pieselor bolț, cilindru și piston.
Detectarea vizuală a defectelor
Metoda examinării vizuale a pieselor cu ochiul liber sau cu lupa se aplică în completarea tuturor celorlalte metode de control nedistructiv. Fisurile sau amorsele de fisurare se pot evidenția prin polisarea suprafeței studiate și iluminarea ei cu o lampă portativă la 24 V sau prin fotografierea suprafeței cu o mărire de până la 20 de ori.
Detectarea defectelor prin percuție
Lovirea ușoară a semifabricatelor turnate sau forjate cu ciocanul este cea mai simplă metodă de identificare a unor defecte de continuitate a materialelor – după sunetul înfundat rezultat. Localizarea defectului prin această metodă este destul de imprecisă și necesită o experiență bogată în activitatea practică din domeniu.
Detectarea fisurilor și crăpăturilor prin proba de presiune
Proba de presiune pentru identificarea fisurilor, crăpăturilor sau porozităților este utilizată la controlul cămășilor de cilindri. Condițiile de încercare la presiune se stabilesc de comun acord între producător și beneficiar.
În cazul de față proba hidraulică se execută la presiunea de timp de 2 minute. Nu se admit scurgeri și asudări.
Detectarea defectelor prin metoda magnetică
În principiu metoda constă din magnetizarea pe o direcție determinată a piesei de controlat și din observarea distribuției liniilor de câmp magnetic cu ajutorul unor pulberi feromagnetice. La întâlnirea fisurilor crește reductanța magnetică, liniile de câmp magnetic ocolesc locurile cu permeabilitate redusă iar prin variația fluxului magnetic, pulberea feromagnetică se va aglomera în jurul defectului respectiv.
Detectarea ultrasonoră a defectelor
Esența metodei constă în aceea că în timpul propagării unor unde ultrasonice prin materialul piesei se produce o atenuare a energiei datorită absorbției – energia ultrasonică se transformă în căldură – și difuziei datorată neomogenității materialului (fisuri, sufluri). La granița a două medii, de exemplu aer-metal (crăpături) sau incluziuni neomogene – metal (incluziuni de zgură) se va produce reflexia undelor ultrasonice.
Pentru determinarea conformității pieselor din punct de vedere dimensional, mijloacele de control utilizate în secțiile de prelucrări mecanice după nivelul de automatizare pot fi :
instrumente și aparate clasice: șublere, micrometre, calibre tampon și potcoavă;
aparate, dispozitive și instalații semiautomate sau automate.
În continuare voi prezenta un exemplu de stabilire a conformității suprafeței interioare a cămășii de cilindru, ce cuprinde următoarele faze :
determinarea durității în conformitate cu prescripțiile din condițiile tehnice;
executarea probei hidraulice pentru a stabili eventualele fisuri, crăpături sau sufluri.
Fisurile, suflurile sau spărturile, nu se recondiționează, acestea fiind cauze pentru reformarea pieselor.
determinarea dimensiunii nominale cu ajutorul pasametrului.
Pentru a evidenția ovalitatea și conicitatea se vor face câte două măsurări, atât la partea superioară cât și la cea inferioară. Astfel, se va determina inițial prin prima măsurare dimensiunea maximă iar cea de a doua, efectuată pe o axă perpendiculară pe axa primei măsurări, ne va indica ovalitatea.
Conicitatea va rezulta în urma comparării rezultatelor obținute prin măsurarea la partea superioară și la cea inferioară.
Din condițiile tehnice acestea nu trebuie să depășească valoarea de 0.03 mm.
5.6. Recondiționarea
Defecte posibile la piston
Datorită exploatării, după un anumit timp de funcționare pistoanele pot prezenta următoarele defecțiuni:
rizuri, adâncituri, lovituri sau urme de gripaj pe suprafața de lucru;
ondularea punții dintre canalele pentru segmenți;
fisuri sau rupturi indiferent de mărime, natură sau poziție;
jocul mărit al segmenților în canale;
ovalizarea suprafețelor cilindrice exterioare;
uzura alezajelor pentru bolț;
nerespectarea perpendicularității dintre axa alezajului și a pistonului.
Datorită rolului important al pistonului precum și condițiilor riguroase pentru execuția sa, la reparația motorului pistoanele nu se recondiționează, ci se înlocuiesc cu altele cu diametru mărit la cotele de reparație.
4.7. PROIECTAREA MATRIȚEI
4.7.1 MATRIȚA DE TURNAT
Matrița de turnat sub presiune este construită din două părți principale :
-semimatrița din partea injectării care este pachetul fix;
-semimatrița din partea aruncării care este partea mobilă.
Clasificarea matriței se face după mai multe criterii, și în acest fel putem spune că avem
o matriță cu doua cuiburi, cu injectare cu canale de distribuție; cu aruncare mecanică cu tijă; cu un singur plan de separație.
În timpul procesului de injectare închiderea și centrarea celor două semimatrițe trebuie să fie cât mai bună pentru ca piesele să fie obținute fără bavuri. Pentru aceasta au fost folosite elemente de ghidare și centrare ca bucșe și coloane cilindrice.
4.7.2 DIMENSIONAREA CUIBURILOR
Dimensionarea părților active ale matriței de injectat se realizează în funcție de toleranțele prescrise pentru dimensiunile piesei și de h și toleranța ei cu ± δ, dimensiunea efectivă a piesei va fi h ± δ.
În mod similar, notând dimensiunea nominală corespunzătoare cuibului cu H și toleranța ei cu ± Δ, dimensiunea efectivă a cuibului va fi H ± Δ.
Dimensiunea contracției materialului.
Fenomenul de contracție a piesei se manifestă prin aceea că, dimensiunile piesei după injectare sunt mai mici decât dimensiunile corespunzătoare ale părților active (cuiburi și poansoane) ale matriței. Notând o dimensiune nominală cu maximă a piesei (h+δ) se va realiza cu dimensiunea maximă a cuibului ( H+Δ) atunci când contracția este minimă (Cmin) respectiv dimensiunea minimă a piesei (h-δ) va rezulta cu dimensiunea minimă a cuibului
(H-Δ) atunci când contracția este maximă (Cmax).
Figura 5.6 Toleranțele piesei în raport cu contracția
Exprimând matematic cele afirmate și prezentate grafic în figura 5.6 se pot scrie relațiile:
(H+Δ) – (H+Δ) * Cmin = h+δ 5.1
(H-Δ) – (H-Δ) * Cmax = H-δ 5.2
Rezolvând ecuațiile de mai sus cu neglijarea termenilor foarte mici (ΔCmin și ΔCmax) și introducerea termenului:
5.3
După adunarea respectiv scăderea celor două ecuații, rezultă:
5.4
5.5
Ecuațiile 5.4 și 5.5 sunt foarte importante, deoarece ele permit calcularea dimensiunii H a cuibului și a toleranței Δ, având ca bază de calcul dimensiunea nominală a piesei h și toleranța acesteia.
5.6
Toleranța efectivă a piesei depinde de dimensiunea ei (H respectiv h) și de diferența dintre limita maximă și minimă a contracției. [9/161]
4.7.3 SISTEMUL DE INJECTARE
Sistemul de injectare prin canale de distribuție se folosește la matrițele cu mai multe cuiburi.
Volumul produselor, inclusiv a culeei , nu trebuie să depășească 2/3 din capacitatea de injectare a mașinii de injectat.
În funcție de amplasarea cuiburilor se proiectează canalele de distribuție cu următoarele recomandări:
– canalele de distribuție trebuie să fie cât mai scurte posibil;
– să fie de lungimi egale, pentru obținerea unei umpleri uniforme a cavităților matriței și pentru sigilarea lor în același timp.
La alegerea amplasării punctului de injectare trebuie să ținem cont de următoarele considerente:
– estetice: punctul de injectare lasă întodeauna o urmă, care la unele piese poate fi un defect;
– mecanice: punctul de injectare precum și întâlnirea fronturilor de material sunt zone cu rezistență scăzută;
– umplerea matriței: punctul de injectare a materialului trebuie ales astfel încât să se poată asigura o injectare uniformă în cavitatea matriței, să se poată asigura aerisirea acesteia și să se evite un jet de curgere liberă a materialului.
Punctul de injectare va fi amplasat pe cât posibil, după cum urmează:
– în una din axele de simetrie, sau în centrul de simetrie al produsului;
– într-o zonă cu pereți groși .
Intrarea canalului de distribuție în cuib se realizează printr-o secțiune strangulată (numită dig), care ușurează separarea rețelei de injectare de piesă. [2/22]
Formulele de calcul la parametrii de injectare: [1/24]
cm3 5.7
cm3/s 5.8
cm2 5.9
m/s 5.10
m/s 5.11
Unde: V – volumul piesei;
P – Greutatea piesei + gură de scurgere;
PS – Greutatea specifică a materialului;
Q – Debit de umplere;
t – Timp de umplere;
A – Secțiunea de atac a turnării;
w – Viteza de turnare (de alimentare);
wp- Viteza pistonului de alimentare;
d – Diametrul pistonului de alimentare
4.7.4 AERISIREA CUIBURILOR
În multe cazuri, după scoaterea din matriță, piesele injectate prezintă pe suprafața lor zone arse sau cu lipsuri de material. Aceste zone incomplete și cu urme de arderi pot avea la origine cauze tehnologice (injectarea prea rapidă, materialul plastic prea fierbinte, duza mașinii de injectat necorespunzătoare) sau condiții de aerisire necorespunzătoare matriței de turnat. În cazul în care nu are nici o posibilitate de ieșire din matriță, aerul este comprimat și supraîncălzit, determinând arderea materialului. Aerisirea cuiburilor matriței se face în mod corespunzător atunci când aerul este comprimat în zona aruncătoarelor deoarece aerul are posibilitatea să fie eliminat din interiorul cuibului. De asemenea, când suprafețele matriței de turnat prezintă asperități în zona aruncătoarelor deoarece aerul are posibilitatea să fie eliminat din interiorul cuibului. Când suprafețele matriței de turnat prezintă asperități în zona planului de separație ca urmare a rectificării plane cu disc abraziv de granulație mare, aerisirea matriței este corespunzătoare și nu necesită alte măsuri speciale. La proiectarea matrițelor pentru injectarea anumitor piese este necesar să fie luate măsuri speciale pentru asigurarea aerisirii corepunzătoare a cuibului. Aceste aerisiri suplimentare pot fi realizate prin prelucrări corespunzătoare a cuibului matriței, prin prelucrări ale aruncătoarelor și prin prelucrări în planul de separație al matriței. [15]
4.7.5 SISTEMUL DE RĂCIRE ȘI CONCEPTUL FOLOSIT LA
SISTEMUL DE RĂCIRE AL MATRIȚEI
Tehnologia injectării presupune obținerea unui timp și a unei viteze de răcire astfel încât să se asigure calitatea prescrisă a produsului.
Există metode aproximative pentru determinarea dimensiunilor (suprafețelor), circuitelor de răcire în funcție de materialul utilizat și de parametrii de injectare. Astfel, se poate utiliza următoarea metodă:
Puterea calorică cedată de piesa injectată matriței în cursul unui ciclu de injectare:
KJ/h 5.12
unde: tc este durata ciclului de injectare, [s];
m – greutatea produsului, [kg];
i1 și i2 – entalpia corespunzătoare temperaturilor materialului la intrarea în matriță, respectiv la demulare, [KJ/h].
Neglijând pierderile prin convecție și radiație, căldura este complet evacuată prin circuitul de răcire.
KJ/h 5.13
unde: k – este coeficientul global de schimb de căldură, [KJ/m2⋅h⋅°C];
S – suprafața canalelor de răcire, [m2];
Δt – diferența de temperatură între cuib și circuitul de răcire, [°C].
Coeficientul global de schimb de căldură se calculează cu relația:
5.14
unde: δ – este distanța dintre canalul de răcire și cuib, [m];
α – coeficient de transmisie termică a fluidului de răcire, [KJ/m2⋅h⋅°C];
λ – coeficient de conductivitate termică a materialului din care este executată matrița, [KJ/m⋅h⋅°C].
Lungimea canalelor de răcire se calculează cu relația:
[m] 5.15
unde d – este diametrul canalelor de răcire, [m];
α – se determină cu formula: α = 19,37 + 0,27 ⋅ t1 ⋅D0,9 ,
t1 – temperatura de intrare în circuitul de răcire, [°C];
D – debitul circuitului de răcire, [kg/m2⋅h], se calculează cu relația:
D=v*ρ*10-4 5.16
unde v – este viteza de circulație a fluidului, [m/h], (v =3600⋅0,6 m/h, pentru apă);
ρ – densitatea lichidului de răcire, [kg/m3].
În cazul în care se obțin rezultate exagerate (lungime prea mare a circuitelor de răcire) se vor utiliza orificii cu diametre mai mari. Se poate calcula lungimea canalelor de răcire și prin folosirea de nomograme.
Pentru obținerea transferului eficient de căldură de la matriță la mediul de răcire se recomandă următoarele:
– marcarea clară a circuitelor de răcire (intrare, sens de circulație, etanșare);
– temperatura mediului de răcire trebuie să fie cât mai mică;
– curgerea mediului de răcire să fie în domeniul curgerii turbulente;
În mod practic sunt corespunzătoare următoarele viteze de curgere: pentru apă ≥0,5 m/s, pentru ulei ≥5,0 m/s.
– distanța canalelor de răcire față de suprafețele de formare a produsului să fie cât mai mică;
– răcirea uniformă a întregii suprafețe de formare;
– asigurarea etanșeității circuitelor de răcire.
În cadrul circuitelor de răcire sunt utilizate următoarele elemente componente: racorduri, furtune de cauciuc sau de PVC, dopuri lise sau filetate, elemente de etanșare, coliere de fixare, șicane, tuburi etc.[2/52]
Modificare la lucrarea precedentă a fost făcută la sistemul de răcire, astfel încăt intrarea circuitului în matriță, adică în pastilă să fie realizat direct și nu prin dedesuptul pastilelor cu cavități. Avantajul modificării constă în faptul că reparația circuitului de răcire se poate efectua pe mașina de injectat în urma căruia economisim timp pentru producție (pentru turnarea pieselor).
Figura 4.7 Sistemul de răcire
4.7.6 SISTEMUL DE ARUNCARE
Matrița prezentată este dotată cu sistem de aruncare mecanică cu tije aruncătoare care sunt acționate de către mașina de injectat. Mecanismul de aruncare este acționat de către mașină în timpul deschiderii matriței.
Deschiderea matriței de injectat trebuie să se facă cu o forță de deschidere cât mai mică, astfel încât să se respecte relația:
F1 < F2 5.17
unde: F1 – forța necesară deschiderii matriței;
F2 – forța de deschidere a mașinii.
La eliminarea piesei injectate din matriță, trebuie să se respecte relația:
FA < F2 5.18
unde: FA – forța de aruncare din matriță. [9/150]
Forța de aruncare FA depinde de următorii factori:
Figura 4.8 Factorii care influențează mărimea forței de demulare [2/63]
Ținând cont de factorii de influență prezentați mai sus, forța de aruncare se poate scrie sub forma de:
5.19
Unde: FD – forța de demulare care apare ca urmare a contracției materialului după răcire;
FR – forța de frecare din matriță.
Forța de demulare se calculează cu relația:
FD=μ*A*p 5.20
Unde: μ – coeficientul de frecare dintre miez și matriță;
A – suprafața de contact dintre piesă și miez;
P – presiunea de contact dintre piesă și miez. [9/150]
4.7.7 CALCULELE DE REZISTENȚĂ
Proiectarea matrițelor se efectuează luând în considerare calculele de rezistență care se realizează pentru verificarea plăcilor de formare, mai ales atunci cănd forța de injectare atinge valori foarte mari și prin urmare plăcile matriței sunt supuse la solicitări foarte mari.
Datorită forței de injectare care se exercită în interiorul matriței, plăcile matriței sunt solicitate la compresiune și la încovoiere. Forța interioară de injectare nu poate fi calculată cu exactitate datorită numărului de variabile care influențează valoarea ei, dar poate fi determinată empiric cu o precizie satisfăcătoare pentru efectuarea calculelor de rezistență.
Presiunea interioară din cuibul matriței se calculează:
Pi = (0,4…0,6) * pe 5.21
Forța interioară de injectare va fi:
Fi = pi*s = (0,4…0,6) pe * s 5.22
unde; Fi – forța interioară de injectare, în daN;
pe – presiunea exterioară a mașinii de injectare în daN/cm2;
s – suprafața frontală a cuibului, în cm2.
Calculele de verificare a suprafețelor de închidere a plăcilor de formare se recomandă în cazul în care suprafața frontală a cuiburilor este mare în raport cu suprafața totală a plăcii de formare.
Suprafața totală a plăcii de formare St se calculează cu relația;
St = Sc+Si 5.23
Unde: Sc – suprafața frontală a cuibului;
Si – suprafața de închidere.
Verificarea se face cu relația:
Si = Fi/σr 5.24
În care: Si – suprafața de închidere, în cm2;
Σr – rezistența de rupere a materialului plăcii, în daN/cm2.
La proiectarea matriței se va alege suprafața de închidere efectivă mai mare decât suprafața de închidere calculată.
V. PROIECTAREA PROCESULUI TEHNOLOGIC
A UNUI REPER
Proiectarea procesului tehnologic de prelucrare a reperului « Placa port pastilă fixă » din matrița TSP Modificat, pentru element Piston : P-300416 avănd numărul de reper :
MTSP-51-60-01.
Reperul respectiv are un program de fabricatie de serie mică, adică unicat.
5.1. ANALIZA CONSTRUCTIV-FUNCȚIONALĂ A PIESEI
5.1.1 ALEGEREA SEMIFABRICATULUI
Alegerea semifabricatului se face având în vedere următoarele:
a) Materialul piesei;
b) Forma și dimensiunea piesei.
a) Conform desenului de execuție piesa este confecționată din E355 (St52) EN 10025-2-2004 avînd următoarele caracteristici:
– caracteristici privind compozitia chimică:
-caracteristici fizico-mecanice:
Caracteristicile fizico-mecanice și ale compoziției chimice pentru S355 Tabel 5.1
Avînd in vedere materialul ales putem alege un semifabricat din tablă groasă EN 10025-2-2004 .
b) Forma și dimensiunea semifabricatului va avea forma si dimensiunea cât mai apropiată de forma și dimensiunea piesei finite.
5.1.2 APLICABILITATEA PIESEI
Fig.5.1 Piesa
Forma tehnologică a piesei este de tip placă, având executate următoarele:
– alezaje pentru coloane de ghidare, care au rolul de a poziționa coloanele de ghidare care centrează cele două semimatrițe la închidere;
– alezaje pentru pastile readucatoare, care au rolul de poziționare, la care tamponează tija readucătore al sistemului de aruncare;
– alezaje cu filet pentru inele de ridicare, care au rolul de pozitionare și fixare a inelelor de ridicare, cu ajutorul cărora se montează matrița pe mașina de injectat sub presiune;
– alezaj pentru reducție cameră, cu ajutorul căruia se reglează matrița la duza mașinii de turnat sub presiune și prin care intră materialul topit în canalele de distribuție;
– buzunar pentru pastila fixă care are rolul pentru orientarea pastilei fixe în care se află jumătatea cavități piesei ce trebuie realizată prin turnare sub presiune;
– alezaje pentru șuruburile de prindere a pastilei fixe și a penei de blocaj;
– alezaje pentru tija de răcire;
5.2. ITINERARUL TEHNOLOGIC
În cadrul traseului tehnologic se stabilește ordinea optimă de realizare a operațiilor și a fazelor în cadrul prelucrării reperului dat de la semifabricat la piesa finită.
Operația reprezintă aceea parte a procesului tehnologic de execuție al piesei efectuată de un muncitor sau un grup de muncitori la același loc de muncă până când se trece la o altă piesă de regulă din aceeași reglare a mașinii unelte.
Faza reprezintă aceea parte a operației care se execută cu o structura scurtă, care se caracterizează printr-o singură așezare și fixare în care se prelucrează o singură suprafață sau simultan mai multe suprafețe cu o singură sculă sau simultan cu mai multe scule în cadrul aceluiași regim de așchiere.
Fig. 5.2. Notarea suprafețelor
Tabel 5.2
5.3.CALCULUL ADAOSURILOR DE PRELUCRARE ȘI A
DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE
Relația pentru adaosuri asimetrice (unilaterale) la suprafețe plane opuse prelucrate succesiv sau pentru o singură suprafață plană [11/192]:
Api min=Rz i -1+Si – 1+pi -1+εi (6.1)
Unde: – Api min este adaosul de prelucrare minim pentru operația (faza) i, considerat pe o parte, pe o singură față plană;
– Rz i -1 este înălțimea neregularităților profilului, rezultată la operația (faza) precedentă i-1;
– Si -1 este adâncimea stratului superficial defect, format la operația (faza) precedentă i-1;
-pi -1 reprezintă abaterile spațiale ale suprafeței de prelucrat față de bazele tehnologice ale piesei, rămase după efectuarea operației (fazei) precedente i-1;
-εi este eroarea de instalare a suprafeței de prelucrat (inițiale) la operația sau faza considerată i.
Pentru operația 9, de rectificare [3/134][11/214]:
Rz i -1= 10 [µm]
Si-1=0
Pi -1=K*psf [ mm ] (6.2)
Unde: -K este un coeficient care indică gradul de micșorare a abaterilor spațiale;
-psf este abatere spațială a semifabricatului brut, în mm.
K=0,06
Psf=Δc*L (6.3)
Unde: – Δc este curbarea specifică, în [µm/mm];
– L este lungimea totală, în [mm].
Δc=4 [µm/mm]
L=420 [mm] după desen
Pi -1=0,06*4*420=100,8 [µm]
Așezarea piesei pe masa mașinii de rectificat plan nu produce erori de fixare, deci:
εi=0
Api min=10+100,8=110,8 [µm]
Api nom=Api min+Tp (6.4)
Unde Tp – este toleranța operației respective la treapta de precizie 9 [11/170] .
Tp=87 µm
Api nom=110,8+87=197,8 µm
Deci dimensiunea (grosimea) H înainte de operația 10 va fi:
Hmax=hmax+Ap nom (6.5)
– h este grosimea piesei după clasa de precizie mS STAS 2300-88 [10/263]
h = 95± 0,3 mm
Hmax= 95,3+0,197=95,497 mm
Rotunjit: Hmax rot= 95,5 mm
Hmin= Hmax rot-Tp=95,5-0,087 = 95,413 mm (6.6)
mm
Adaosul nominal pe o parte:
Ap nom= 95,5-95,413 = 0,087 mm
Deci cota nominală înainte de operația 10 va fi:
Hnom= Hmax rot+Ap nom = 95,5+0,087 = 95,587 mm (6.7)
Pentru operația 5, de rectificare plană după frezare [3/134]:
Rz i -1= 40 µm
Si-1=0
Pi -1=100,8 mm
εi=0
Api min=40+100,8=140,8 µm
Api nom=140,8+87=227,8 µm
Hmax=95,587+0,227=95,814 mm
Hmin=95,814-0,087=95,727 mm
mm
Ap nom=95,814-95,727=0,087 mm
Deci cota nominală înainte de operația 5 va fi:
Hnom=Hmax rot+Ap nom=95,814+0,087=95,901 mm (6.8)
Pentru operația 4:
Toleranța la operația de frezare într-o fază în treapta de precizie 10 este [11/170]:
Tp=140 µm
Dimensiunea minimă înainte de operație 5 se va execută la cota:
Hmin=95,9-0,14= 95,914 mm
Deci frezare se va execută la cota:
mm
Calculul pentru adaosul pentru frezare plană [3/134]:
Rz i -1= 160 µm
Si-1=0
Pi -1= 4*420 = 1680 mm
εi=0
Api min= 2Rz i -1+2pi -1 = 2*160+2*1680 = 3680 µm (6.9)
Ap nom= 3680 +140 = 3820 µm
Deci grosimea maximă:
Hmax=Hmax rect+Ap nom= 95,914+3,8 = 99,714 mm (6.10)
-rotunjit: Hmax= 99,7 mm
Hmin=99,7-0,14= 99,56 mm
Dimensiunea semifabricatului va avea dimensiunea căt mai apropiată de dimensiunea calculat anterior, în cazul nostru de grosime de 100 mm.
5.4 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE
5.4.1. CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE LA OPERAȚIA 1
Alegerea mașinii unelte
Debitarea se face pe un sistem de tăiere cu plasmă ESAB, SUPRAREX SXE-P
Calculul regimului de așchiere pentru faza 1.
Parametrii regimului tehnologic sunt [13/53]:
• Pt – puterea totală generată de sursă:
Pt=Ua*Ip kW (6.12)
• Pu – putere utilă necesară distrugerii legăturilor coezionale;
• Pp – puterea de tăiere consumată în zona afectată termic;
• P – puterea care se consumă în zona de tăiere
• Pc – puterea cedată mediului
Pc=Pt+Pp kW (6.13)
• – randamentul total al procesului de tăiere
(6.14)
unde: ; (6.15)
Dimensionarea procesului tehnologic se face astfel încât lățimea zonei afectate termic să fie redusă iar energia cedată să fie cât mai mică.
Stabilirea tehnologiei de tăiere cu plasmă a metalelor si aliajelor metalice presupune determinarea următorilor parametrii:
• curentul electric al plasmei;
. • tensiunea jetului sau arcului de plasmă,
• gazul plasmagen sau amestecul de gaze plasmagene;
• debitul de gaz Q;
• poziționarea generatorului de plasmă față de piesele de tăiat.
Acești parametri depind de natura metalului ce se taie, de grosimea semifabricatului și de tipul instalației de tăiere. Vitezele de tăiere se determină pe baza bilanțului energetic al procesului tehnologic, în funcție de grosimea semifabricatului, caracteristicile materialului: căldura specifică c [ J / K g / °C] , densitatea g [ Kg /m3 ] , temperatura de topire q[°C], conductivitatea termică λ [W/m/ °C .
Cu ajutorul randamentului η2 se poate calcula puterea utilă Pu
Pu=η2*Pp=η1*η2*Ua*Ip kW (6.16)
Pe baza dimensiunilor semifabricatului puterea utilă se pote exprima:
Pu=b*δ*v*c*γ*θt kW (6.17)
Din cele două relații de definire a Pu se poate calcula viteza de așchiere:
mm/min (6.18)
5.4.2 CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE LA OPERAȚIA 2
Alegerea mașinii unelte pentru operatia 2
Operația 2 se realizează pe mașina: Freză universală de sculărie de tip FNGJ 50
Domeniul de lucru: longit., transversal, vertical : 700, 500, 500 mm
Dimensiunile mesei : 500×900 mm
Turația arborelui principal: nr. trepte/domeniu: 18/63-3150
Puterea motorului principal: 5,5 kW
Avansuri de lucru: – longitudinal/transversal: 16-800
– vertical: 8-400
Avansuri rapide: – longitudinal/transversal: 3000
-vertical: 1500
Calculul regimului de așchiere pentru prelucrarea suprafețelelor S01;S02;S03;S04;S07;S08;S09;S10;S15;S16;S17;S18
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă o freză cilindro-frontală cu coada cilindrică și plăcuțe din carburi metalice.
Cod freză catalog SANDVIK COROMANT : R690-066C6-10105H
Numărul de dinți ai frezei zc = 28/4
Diametrul frezei Dc = 66m
Viteza de avans [11/526]:
Vf=sr*n=sd*z*n mm/min (6.19)
Unde: sd – avans pe dinte mm/dinte
sr – avans pe rotație al frezei mm/rot
vf – viteza de avans mm/min
z – numărul de dinți ai frezei
n – turația frezei rot/min
La frezare de degroșare se alege sd.
Sd=sr/z (6.20)
Viteza de așchiere:
m/min (6.21)
v – viteza de așchiere economică în m/min ;
Cv – constantă pentru condițiile date de frezare;
D – diametrul frezei, în mm;
T – durabilitatea economică a frezei, în min.;
t 1- lungimea de contact dintre tăișul sculei și piesa de prelucrat, raportat la o rotație, în mm;
sd –avansul pe dinte, în mm/dinte;
t- adăncimea de așchiere, în mm (la freze cilindrice t este lățimea de așchiere);
z –numărul de dinți ai frezei;
Kv – coeficient de corecție a vitezei;
q,x,y,u,p – exponenți determinați experimental.
(6.22)
T= 80 min
t 1= 60 mm [după desen]
sd=0,5 mm/dinte
t=5 mm
z=4
Kv=Kmv*Ks1*Ksc (6.23)
Kmv – coeficient de corecție în funcție de materialul prelucrat
(6.24)
Cm – coeficient de prelucrabilitate Cm=1
nv – exponent nv=1
Kmv=1*(750/660)1= 1,13
KS1- coeficient de corecție în funcție de starea suprafeței semifabricatului
KS1=0,9
KSC – coeficient de corecție în funcție de tipul plăcuței din carburi metalice:
KSC=0,85
m/min
Turația sculei: [rot/min] (6.25)
rot/min
Viteza de avans : vf =sd*z*n=0,5*4*74=148 mm/dinte (6.26)
Avans pe rotație a frezei: sr= sd*z=0,5*4=2 mm/rot (6.27)
Puterea efectivă la frezare în faza 2.1, 2.2 [11/527]:
kW (6.28)
Ft – componenta tangențială a forței de așchiere [daN]
v – viteza de așchiere [m/min]
[N] (6.29)
t1 – lungimea de contact t1= 5 mm [după desen]
sd – avansul pe dinte sd= 0,2 mm/dinte
t – adâncimea de așchiere t=60 mm
z – numărul de dinți z=4
D – diametru frezei D=66 mm
n – turația frezei n=74 rot/min
Kmf – coeficient de corecție în funcție de semifabricat
Kmf= (RM/750)n = 0,88 (6.30)
Cf – coeficient Cf = 1010
xf ; yf ; uf ; qf ; wF-exponenți
xf = 0,88 yf = 0,75 uf = 1 qf = 0,87 wF = 0
[N]
[kW]
Verificarea regimului de așchire stabilit care trebuie să satisfacă condiția:
Ne<ηNmu (6.31)
η – randamentul mașinii de frezat η=0,8
0,73 < 0,8*5,5 0,73 < 4,4
Calculul regimului de așchiere pentru prelucrarea suprafețelelor S05; S06
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă o freză frontală cu coadă cilindrică și plăcuțe din carburi metalice.
Cod freză catalog SANDVIK COROMILL: R365-125Q40-S15H
Numărul de dinți ai frezei z = 12
Diametrul frezei Dc = 125 mm
m/min (6.42) [11/546]
T = 180 min
sd= 0,3 mm/dinte
Kv=Kmv*Ks1*Ksc*Kχ (6.43)
Kmv=1*(750/660)1=1,13
KS1=0,9
KSC=0,85
Kχ=1
Kv=0,86
mm/min
Turația sculei rot/min
Viteza de avans : vf =sd*z*n=0,3*12*378=1360,8 mm/dinte (6.44)
Avans pe rotație a frezei: sr= sd*z=0,3*12=3,6 mm/rot (6.45)
Puterea efectivă la frezare în faza 2.5, 2.6 [11/527]:
[kW] (6.46)
Ft – componenta tangențială a forței de așchiere [daN]
v – viteza de așchiere [m/min]
N (6.47)
t1- lungimea de contact t1= 100 mm [după desen]
sd- avansul pe dinte sd = 0,3 mm/dinte
t- adâncimea de așchiere t = 4,8 mm
z – numărul de dinți z = 12
D – diametrul frezei D = 125 mm
n – turația frezei n = 378 rot/min
Kmf – coeficient de corecție in funcție de semifabricat
Kmf = (RM/750)n = 0,88 (6.48)
Cf – coeficient Cf = 8250
xf ; yf ; uf ; qf ; wF-exponenți
xf = 1,1
yf = 0,75
uf = 1
qf = 1,3
wF = 0,2
[ N]
[ kW]
Verificarea regimului de așchire stabilit care trebuie să satisfacă condiția:
Ne < ηNmu (6.49)
η – randamentul mașinii de frezat η=0,8
4,32 < 0,8*5,5 4,32< 4,4
Calculul regimului de așchiere pentru pentru prelucrarea suprafețelelor S19; S20; S21; S22
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă o freză cilindro-frontală cu coadă cilindrică și plăcuțe din carburi metalice cu un unghi de 450.
Cod freză catalog SANDVIK COROMANT: R245-080Q32-18H
Numărul de dinți ai frezei z = 4
Diametrul frezei Dc = 80 mm
m/min (6.50) [11/553]
T=80 min
t 1=2 mm [după desen]
sd=0,4 mm/dinte
t=1.5 mm
Kv=Kmv*Ks1*Ksc (6.51)
(6.52)
Cm – coeficient de prelucrabilitate Cm=1
nv – exponent n v=1
Kmv = 1*(750/660)1= 1,13
KS1 – coeficient de corecție în funcție de starea suprafeței semifabricatului
KS1= 0,9
KSC-coeficient de corecție în funcție de tipul plăcuței din carburi metalice:
KSC= 0,85
m/min
Turația sculei: rot/min
Viteza de avans : vf =sd*z*n=0,4*4*165,2=264 mm/dinte (6.53)
Avans pe rotație a frezei: sr= sd*z=0,4*4=1,6 mm/rot (6.54)
Puterea efectivă la frezare în faza 2.3 ; 2.4:
kW (6.55)
Ft – componența tangențială a forței de așchiere [daN]
v – viteza de așchiere [m/min]
N (6.56)
t1- lungimea de contact t1= 2 mm [după desen]
sd – avansul pe dinte sd= 0,4 mm/dinte
t – adâncimea de așchiere t=1.5 mm
z – numărul de dinți z=4
D – diametrul frezei D=80 mm
n – turația frezei n=165,2 rot/min
Kmf – coeficient de corecție în funcție de semifabricat
Kmf=(RM/750)n=0,88 (6.57)
Cf-coeficient Cf=1010
xf ; yf ; uf ; qf ; wF – exponenți
xf = 0,88
yf = 0,75
uf = 1
qf = 0,87
wF = 0
N
kW
Verificarea regimului de așchiere stabilit trebuie să satisfacă condiția:
Ne < ηNmu (6.58)
η – randamentul mașinii de frezat η=0,8
0,08 < 0,8*5,5 0,08 < 4,4
5.4.3. CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE LA OPERAȚIA 4
Alegerea mașinii unelte pentru operatia 4
Operația 4 se realizează pe mașina de găurit verticală cu transmisie pe curea trapezoidală de tip Opti B 30 BS Vario
Caracteristicile tehnice ale mașinii unelte:
Găurire în oțel – Ø max. (mm): 30
Cursa (mm): 285
Cursa mandrinei (mm): 125
Prindere: MK 3
Turație (1/min): 50 – 4000
Trepte de viteză: 3 – continuu
Distanța ax – masă (mm): 790
Distanța ax – suport (mm): 1025
Diametrul coloanei – Ø (mm): 115
Dimensiunile mesei (mm) 400-640
Canal "T" (mm): 14
Motor (V / Hz / kW): 230/50/2,0
Dimensiuni de gabarit (mm): 664x524x1874
Greutate netă (kg): 231
Calculul regimului de așchiere pentru prelucrarea suprafeței S40
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă burghiul de ø14, fiind burghiul pentru filet de M16.
Adâncimea de așchiere t=D/2 = 7 mm
Durabilitatea sculei T=25 [11/11/vol 2]
Avansul s=Ks*Cs*D0,6 mm/rot (6.59)
Ks – coeficient de corecție în funcție de lungimea găurii:
L= 30 Ks = 0,9
Cs-coeficient de avans Cs = 0,038
S=0,9*0,038*3,21= 0,109 mm/rot
Viteza de așchiere: m/min (6.60) [11/18/vol 2]
Cv = coeficient Cv = 5
Zv – exponent zv = 0,4
m – exponent m = 0,2
yv – exponent yv = 0,7
Kvp – produsul coeficienților:
Kvp = KMV*KTV*KLV*KSV
KMV = 1,12
KTV = 1,14
KLV =1
KSV =1
m/min
Puterea efectivă în faza de burghiere: [PICOS-24/VOL 2]
kW (6.61)
unde: Mt – momentul de torsiune la prelucrare;
n – turatia burghiului
Mt = CM* DXM *SYM * KM (6.62)
CM; XM; YM; – coeficienți și exponenți forței și momentului.
KM – coeficient de corecție pentru forță și moment
Mt=67*53.05*0,109*1,04=694,94 Nm
rot/min
kW
Verificarea regimului de așchire stabilit trebuie să satisfacă condiția:
Ne<ηNmu (6.63)
η – randamentul mașinii de găurit η=0,8
0,48 < 0,8*2 0,48 < 1,6
Calculul regimului de așchiere pentru teșirea suprafeței S40
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă teșitor 90° ø 24 [11/42/vol 2]
s = 0,05 mm/rot
v = 7 m/min
Calculul regimului de așchiere pentru filetat suprafața S40
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă tarod de mașină de M16
Viteza de așchiere: m/min (6.70)
d = 14 mm
T = 190 min
P = 2 mm
m/min
s=2 mm/rot
Turația:
rot/min (6.71)
δ – câmpul de toleranță la lungimea filetului; δ=0,6
τinv – durata de inversare a sensului de rotație; τinv=0,01
rot/min
Stabilirea puterii necesare:
kW (6.72)
Verificarea regimului de așchiere stabilit trebuie să satisfacă condiția:
Ne < ηNmu (6.73)
η – randamentul mașinii de găurit η=0,8
0,94 < 0,8*2 0,94 < 1,6
5.4.4. CALCULUL REGIMULUI DE AȘCHIERE PENTRU
OPERATIA 5; 9 (rectificat suprafețele S05; S06)
Numărul de treceri se calculează cu relația:
(6.77) [11/308/vol 2]
Avansul longitudinal: str=βtr*B [mm/c.d.] (6.78)
βtr – coeficient al avansului de trecere
βtr= 0,50….0,8 pentru rectificare de degroșare;
βtr= 0,25….0,5 pentru rectificare de finisare.
B – lățimea discului abraziv
B = 80 mm
str deg.= 0,8*80 = 64 mm/c.d.
str fin.= 0,4 *80 = 32 mm/c.d.
Durabilitatea discului abraziv :
T=15 min
Avansul de pătrundere :
st deg= 0,04 mm/cursă pentru degroșare
st fin= 0,02 mm/cursă pentru finisare
Calculat avansul de pătrundere în funcție de materialul prelucrat [11/333/vol2]:
st deg.= 0,04*0,9 = 0,036 mm/cursă
st fin.= 0,02*0,9 = 0,018 mm/cursă
Viteza de așchiere : v = 22,5…25 pentru degroșare
v = 25……31 pentru finisare
Viteza avansului principal (longitudinal):
m/min (6.79)
m/min (6.80)
KVT – coeficient de corecție în funcție de durabilitatea discului abraziv:
KVT=1
KVBL – coeficient de corecție în fucție de lățimea discului abraziv:
KVBL=0,8
m/min
Viteza de așchiere a corpului abraziv:
m/s (6.81)
Stabilirea puterii necesare:
N=0,6*vp*str0,8*st0,8*KND1*KNB1*KNm1 kW (6.82)
KND1 – coeficient care ține seama de duritatea discului abraziv:
KND1=1
KNB1 – coeficient care ține seama de lățimea discului abraziv:
KNB1=0,75
KNm1 – coeficient care ține seama de materialul de prelucrat:
KNm1=1
N=0,6*8,69*640,8*0,040,8*1*0,75*1=8,27 Kw
5.4.5. CALCULUL REGIMURILOR DE AȘCHIERE LA OPERAȚIA 6,10
Operația 6;10 se realizează pe mașina de frezat CNC 5 axe de tip DMG DMC 70 Evolution
Date tehnice:
Turație max.: [1/min.] 18.000
Mecanism de acționare a axului principal: [kW] 37
Căi de deplasare:
Axul X: [mm] 750
Axul Y: [mm] 600
Axul Z: [mm] 520
Caracteristici de dotare:
Numărul axelor comandate: 5
Port unealtă: HSK 63 A
Locuri unealtă: 32
Numărul paleților: 2 (2 Ersatz/2 spare)
Dimensiunea mesei: [mm] 530 x 500
Accesorii:
Răcire interioară (IKZ): [bar] 40
Fără transportor al așchiilor
Sistem de filtrare Papierbandfilter
Uși automate
Tensionare hidraulică a piesei de lucru
Roată manuală electrică
Pentru calculul regimurilor de așchiere am folosit programul online de la firma de scule SANDVIK Coromant :
Calculul regimului de așchiere pentru faza de centruire S24-25;S27-28; S33-34-35; S37-38-39.
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă un burghiu de centrare ø5 mm:
Fig. 5.3
Calculul regimului de așchiere pentru faza de găurire S37-38-39
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă un burghiu de ø12,5 mm
Fig. 5.4
Calculul regimului de așchiere pentru adâncire suprafețe S37-38-39
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă un lamator de ø20 mm
Fig. 5.5
Calculul regimului de așchiere pentru faza găurit suprafețe S27-28
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă un burghiu de ø10 mm
Fig. 5.6
Calculul regimului de așchiere pentru faza găurit cu un adaos suprafețele S24-25
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă un burghiu de ø28 mm
Fig. 5.7
Calculul regimului de așchiere pentru faza găurit cu un adaos suprafețele S35
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă un burghiu de ø40 mm
Fig. 5.8
Calculul regimului de așchiere pentru faza frezat suprafețele S33-34; S26-26
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă o freză cilindro-frontală de ø25 mm
Fig. 5.9
Calculul regimului de așchiere pentru tesire suprafața S35
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă o freză cilindro-frontală cu coada cilindrică și plăcuțe din carburi metalice cu un unghi de 450.
Cod freză catalog SANDVIK COROMANT : R245-050A32-12M
Numărul de dinți ai frezei z = 4
Diametrul frezei Dc = 50 mm
Fig. 6.0
Calculul regimului de așchiere pentru prelucrarea suprafeței S23
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă un burghiu de ø22
Adâncimea de așchiere t= D/2 = 11 mm
Durabilitatea sculei T = 25 [11/11/vol 2]
Avansul s=Ks*Cs*D0,6 mm/rot (6.59)
Ks – coeficient de corecție în funcție de lungimea găurii:
L = 90 Ks=0,9
Cs – coeficient de avans Cs=0,038
S=0,9*0,038*4,21=0,143 mm/rot
Viteza de așchiere: m/min (6.60) [11/18/vol 2]
Cv = coeficient Cv=5
Zv – exponent zv=0,4
m – exponent m=0,2
yv – exponent yv= 0,7
Kvp – produsul coeficienților:
Kvp=KMV*KTV*KLV*KSV
KMV=1,12
KTV=1,14
KLV=1
KSV=1
m/min
Puterea efectivă în faza de burghiere: [PICOS-24/VOL 2]
kW (6.61)
unde: Mt – momentul de torsiune la prelucrare;
n – turația burghiului
Mt=CM*DXM*SYM*KM (6.62)
CM;XM;YM; – coeficienți și exponenți forței și momentului
KM – coeficient de corecție pentru forță și moment
Mt= 67*53.05*0,109*1,04 = 694,94 Nm
rot/min
kW
Verificarea regimului de așchire stabilit trebuie să satisfacă condiția:
Ne < ηNmu (6.63)
η – randamentul mașinii η=0,8
0,3 < 0,8*2 0,3 < 1,6
Pentru regimurile de așchiere la operațile 8; 11 am folosit programul SURFCAM, inclusiv pentru realizarea programului CNC.
Fig. 6.1
Fig. 6.2
Fig. 6.3
Fig. 6.4
Calculul regimului de așchiere pentru faza de frezare de degroșare și finisare suprafețele S27
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă o freză cilindro-frontală ø 10 mm
Cod freză catalog SANDVIK COROMANT : R216.24-10050EA K22P
Numărul de dinți ai frezei z = 4
Diametrul frezei Dc = 10 mm
Avansul de lucru: pentru degroșare: s = 150 mm/min
pentru finisare: s = 150 mm/min
Turația: : pentru degroșare: n = 796 rot/min
pentru finisare: n = 796 rot/min
Viteza de așchiere: pentru degroșare: v = 24,99 m/min
pentru finisare: v = 24,99 m/min
Puterea efectivă se calculează numai pentru frezare de degroșare:
[kW] (6.85)
CN;nN1;nN2;nN3 – constantele: CN=0,12 ; nN1=0,65 ; nN2=0,64 ; nN3=0,51
[kW]
Calculul regimului de așchiere pentru faza de frezare de degroșare
suprafețele S29, S30, S31, S32
Pentru degroșare s-a ales ca sculă o freză cilindro-frontală cu coada cilindrică ø 50 mm.
Numărul de dinți ai frezei z = 5
Diametrul frezei Dc = 50 mm
Avansul de lucru: pentru degroșare: s = 477,46 mm/min
pentru finisare: s = 445 mm/min
Turația: pentru degroșare: n = 1273 rot/min
pentru finisare: n = 1480 rot/min
Viteza de așchiere: pentru degroșare: v = 199,86 m/min
pentru finisare: v = 199,86 m/min
Puterea efectivă se calculează numai pentru frezare de degroșare:
[kW] (6.86)
CN;nN1;nN2;nN3 – constantele: CN=0,12 ; nN1=0,65 ; nN2=0,64 ; nN3=0,51
[kW]
Calculul regimului de așchiere pentru faza de frezare de finisare suprafețele
S33, S34, S35
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă o bară de alezat ø 42 mm
Numărul de dinți ai frezei z = 3
Diametrul frezei Dc = 42 mm
Avansul de lucru: pentru finisare: s=30 mm/min
Turația: pentru finisare: n=189 rot/min
Viteza de așchiere: pentru finisare: v=24,92 m/min
Calculul regimului de așchiere pentru faza de frezare de finisare suprafețele
S25, S26
Pentru această prelucrare s-a ales ca sculă o bară de alezat ø 30 mm
Numărul de dinți ai frezei z = 1
Diametrul frezei Dc=30 mm
Avansul de lucru: pentru finisare: s = 25 mm/min
Turația: pentru finisare: n = 244 rot/min
Viteza de așchiere: pentru finisare: v = 22,98 m/min
Calculul regimului de așchiere pentru faza de frezare de finisare suprafețele S29,S30,S31,S32
Pentru prelucrarea de finisare s-a ales ca sculă o freză cilindro-frontală ø 30 mm
Avansul de lucru: pentru finisare: s = 45 mm/min
Turația: pentru finisare: n = 723 rot/min
Viteza de așchiere: pentru finisare: v = 64 m/min
VI. NORMAREA TEHNICĂ
Norma de timp Nt reprezintă timpul efectiv de lucru necesar realizării unei operații de către un executant la un loc de muncă. În norma tehnică de timp intră o sumă de timp: timpul de pregătireTpî; timpul operativ Top; timpul de deservire Tdl și timpul de întreruperi reglementare Tîr.
Timpul operativ Top este timpul format din timpul de bază tb și timpul auxiliar ta. Timpul de bază Tb reprezintă timpul în care au loc modificări cantitative și calitative ale produsului.
Timpul de bază se calculează cu ajutorul relației [3/160]:
[min] (7.1)
În relația de calcul generală intră lungimea parcursă de sculă pe suprafața prelucrată L în mm; viteza de avans vf în m/min sau avansul s în mm/rot sau turația sculei n în rot/min.Dacă adaosul de prelucrare se îndepărtează prin două treceri I, în aceași condiții de așchiere și aceleași valori pentru parametrii de lucru, timpul se înmulțește cu doi.
6.1 NORMAREA TEHNICĂ PENTRU OPERAȚIA 2
Faza 2.1 Suprafața S06
min
Suprafața S03, S04
min
Faza 2.2 Suprafața S05
min
Suprafața S01,S02,S11,S12,S13,S14,S07,S08,S09,S10,S15,S16,S17,S18
min
6.2 NORMAREA TEHNICĂ PENTRU OPERAȚIA 4
Faza 4.1 Suprafața S40
min
Faza 4.2 Suprafața S40
min
Faza 4.3 Suprafața S40
min
6.3 NORMAREA TEHNICĂ PENTRU OPERAȚIA 5
Timpul de bază necesar rectificării unei suprafețe plane cu partea periferică a corpului abraziv este:
(7.2) [curs TPA]
unde: B – lățimea tehnică a piesei;
BD – lățimea corpului abraziv;
st – avans transversal;
vm – viteza mesei;
ac – adaos de prelucrare;
sp – avans de pătrundere;
n – numărul de piese prelucrate simultan;
K – coeficient care ține cont de numărul de reascuțiri a corpului abraziv.
Faza 5.1 , 5.2, 5.3, 5.4 inclusiv
– degroșare: [h]
-finisare [h]
[h]
6.4 NORMAREA TEHNICĂ PENTRU OPERAȚIA 6
Faza 6.1 S04
[min]
Faza 6.2 S24, S28, S33, S35, S39
[min]
Faza 6.3 S39
[min]
S28 [min]
S24
[min]
S35
[min]
Faza 6.4 S37, S38 [min]
Faza 6.5 S33, S34
[min]
S25, S26
[min]
Faza 6.7 S27 [min]
Faza 6.8 S29, S30, S31, S32 [min]
tb= 105 [min]
6.5 NORMAREA TEHNICĂ PENTRU OPERAȚIA 9
Faza 9.1, 9.2, 9.3, 9.4
– degroșare: [h]
– finisare: [h]
[h]
6.6 NORMAREA TEHNICĂ PENTRU OPERAȚIA 10
Faza 10.2 [min]
Faza 10.3 [min]
Faza 10.1 18,07 [min]
tb= 85,34 [min]
FIȘE TEHNOLOGICE:
Operația 2
Operația 4
Operația 5
Operația 6
Operația 9
Operația 10
VII. ASPECTE DE PROTECȚIA MUNCII
La aplicarea tehnologiei prezentate în lucrare, trebuie respectate “ Normele specifice de securitate pentru prelucrarea metalelor prin așchiere” elaborate de Ministerul Muncii și Protecției Sociale, Departamentul Protecția Muncii și aprobate cu Ordinul Nr.8 din 26.01.1994
Referitor la deservirea mașinilor-unelte este necesară respectarea următoarelor măsuri:
Înainte de inceperea lucrului, muncitorul va controla starea mașinii, a dispozitivelor de comandă, existența și starea dispozitivelor de protecție și a grătarelor de lemn.
Muncitorul care deservește o mașina-uneltă acționată electric va verifica zilnic:
a) Integritatea sistemului de închidere a carcaselor de protecție și a grătarelor de lemn.
b) Starea de contact între bornele de legare la pamânt și a conductoarelor de protecție.
c) Modul de dispunere a cablurilor flexibile ce alimentează părțile mobile, cu caracter temporar, precum și integritatea învelișurilor exterioare.
d) Continuitatea legăturii la centura de împământare.
În mod obligatoriu mașina-uneltă va fi oprită și scula îndepărtată din piesă în următoarele cazuri:
La fixarea sau scoaterea piesei de prelucrat din dispozitivele de prindere atunci când mașina nu este dotată cu un dispozitiv special care permite executarea acestor operații în timpul funcționării mașinii.
La schimbarea sculelor și a dispozitivelor.
La oprirea motorului transmisiei comune în cazul când mașina este acționată la această transmisie.
Dintre măsurile de protecție ale muncii la exploatarea mașinilor-unelte cu comandă numerică amintim:
Înainte de inceperea lucrului, mașina uneltă agregat va fi reglată pentru regimul de prelucrare prescris în documentația tehnică.
La orice zgomot suspect în timpul funcționării se va acționa butonul “ STOP”.
Se interzice reglarea supapelor de siguranță peste limitele prescrise, pentru a evita deteriorarea unor elemente din instalație.
Se interzice blocarea releelor de presiune.
În cazul apariției unor scurgeri de lichid la conducte sau racorduri, va fi oprită mașina și remediată defecțiunea.
Se interzice racirea sculelor cu bumbac sau cârpe umede.
Răcirea sculelor se face numai cu instalații speciale destinate acestui scop.
Este interzis accesul în spațiul de deplasare a port-sculelor automate.
Este interzis accesul în spațiile de deplasare a pieselor în timpul manipulării acestora între posturile de lucru sau punctele de depozitare.
Curățirea de așchii se face numai de la distanță și numai când mașina este oprită.
Este interzis accesul în zona de manevră a mecanismelor pentru schimbarea pieselor sau a sculelor.
Reparațiile și reglajele se vor executa numai de către personal calificat și instruit pentru această operație, numai după deconectarea mașinii de sub tensiune și închiderea aerului de la rețea.
Este interzis a se așeza sculele, instrumentele de măsură și control, etc. pe elementele mașinii. Ele se vor așeza pe rastele sau pe mese special amenajate.
Acționarea organelor de comandă se face numai de la pupitrul de comandă.
Referitor la protecția mediului, tehnologia propusă, în ansamblul său, ca operații distincte de prelucrări mecanice prin așchiere cât și ca materiale utilizate in proces, nu afectează factorii de mediu.
Deșeurile rezultate vor fi depozitate în locuri special amenajate și reciclate.
Bibliografie
[1] Andreoni Luigi …………………Riempimento della cavita, dello stampo
Editura Edimet,1995
[2] Balazs P. si Haragâș S Proiectarea matrițelor de injectat,
Editura Todesco, Cluj-Napoca, 2004,
[3] Ghe. Ciutrilǎ………………… Tehnologii de fabricație a pieselor
U.T.PRESS 2006
[4] A.Crețu …………………………… Rezistența materialelor
Ed Mediamira 2005
[5] Dörrenberg Edelstahl ……………Ghidul oțelurilor de scule 2004
[6] D.Frunzăverde…………….….Tratamente termice
Editura Intergraf,Reșița,1973
[7] I.Gheșa și alți………..…….… Mǎrci și produse din oțel
Ed.Tehnica 1989
[8] I.G.Ghionea…………………………..Module de proiectare asistată în CATIA V5
Editura BREN,2004
[9] L.Hancu,H.Iancău……….… Tehnologia fabricării pieselor din materiale plastice
Editura Alma Mater,Cluj-Napoca,2003
[10] T.Itu M.Tripa………….…….Toleranțe și ajustaje
U.T.PRESS 2005
[11] C.Picoș……………………….. Proiectarea tehnologiilor de prelucrare mecanicǎ prin așchiere
Ed. Universitas 1992
[12] R. Păunescu…….………………. Desen tehnic și infografică
Brașov – 2006
[13] dr.ing. F. Ravigan …………… Utilaje și tehnologii neconvenționale
Notițe de curs
[14] Roș, O. R., Cărean, Al……… Tehnologia prelucrării pe mașini-unelte cu comandă numerică,
Editura Dacia, Cluj-Napoca, 1995.
[15] I. Șereș………………………………..Matrița de injectat
Editura Imprimeriei de Vest,Oradea,1999
[16] S.Șontea…………………………………Metale și aliaje neferoasa de turnǎtorie
[17] Vlad M………………………………. Bazele elaborării metalelor și aliajelor neferoase,
Editura Lux Libris, Brașov, 1998
[18] A.Vlase și alții.Regimuri de așchiere, Adaosuri de prelucrare și norme tehnice de timp
Editura tehnică, București,1985 VOL1-VOL2
[19] *** SANDVIK Coromant, Alegerea sculelor pentru strunjire – frezare – găurire, 1998.
[20] *** SANDVIK Coromant, Rotating tools, 2001.
[21] *** SANDVIK Coromant, Tools for Die and Mould Makers, 2000.
[22] *** SANDVIK Coromant, Turning tools, 2001.
[23] *** Tehnologia turnării
[24] *** Oțeluri pentru scule la cald
[25] www.anterasteel.ro
[26] www.hasco.com
[27] www.sandvick
[28] www.meusburger.com
Opis
Prezenta Lucrare de Licență conține:
pagini scrise: 108
figuri în text: 23
tabele: 15
relații matematice: 114
– CD cu proiect 1 buc
– Desen A0 2 buc
– Desen A2 2 buc
– Desen A4 1 buc
Data predării lucrării Semnătura absolventului,
27.06.2016
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: SPECIALIZAREA: TEHNOLOGIA CONSTRUCȚIILOR DE MAȘINI [311210] (ID: 311210)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.