STABILIREA CONDITIILOR TEHNICE SI A CARACTERISTICILOR FUNCTIONALE [310964]
STABILIREA CONDITIILOR TEHNICE SI A CARACTERISTICILOR FUNCTIONALE
1.1.TIPURI DE PIESE PRELUCRATE
Piesa este un corp solid delimitat in spatiu de un anumit numar de suprafete geometrice.Fiecare suprafata ce delimiteaza o piesa in spatiu este determinata prin urmatoarele caracteristici:
Forma geometrica
Dimensiunile(in diferite directii)
Rugozitatea suprafetei
Ansamblul suprafetelor unei piese este determinat printr-o a 4-a caracteristica si anume : – pozitia relativa a suprafetelor (parallelism, perpendicularitate,etc.)
Forma geometrica dimensiunile si rugozitatea suprafetelor precum si pozitia relativa a acestora sunt determinate in general de functia pe care fiecare suprafata o are in cadrul piesei respective.
Rolul functional al unei suprafete determina aproape in excusivitate forma acesteia care trebuie realizata cat mai aproape de forma teoretica.
Forma geometrica si dimensiunile suprafetelor unei piese ca si rugozitatea si pozitia lor relative au o [anonimizat]-[anonimizat]. [anonimizat], gabarit si ca precizie dimensionala si de rugozitate.
Alegerea pieselor care se prelucrează pe mașinile unelte cu comandă numerică se realizeaza luând în considerare caracteristicile tehnologice ale acestor mașini. Facilitatile pe care le oferă comanda după program a mașinii unealte sunt: [anonimizat] a pieselor în raport cu sculele folosite corespunzător fiecărei operații prevăzute în procesul tehnologic și programarea de urmărire după contur a formelor și dimensiunilor prevăzute pentru piesele prelucrate.
1.1.1 Forme geometrice ale suprafețelor componente.Condiții tehnice de prelucrare.
[anonimizat], chiulase, carcase, etc, obținute prin turnare sau în construcție sudată.
[anonimizat] a unor alezaje filetate sau nefiletate de dimensiuni reduse.
Printre conditiile tehnice specifice pieselor prelucrate pe centrele de prelucrare se pot mentiona:
Precizia formei(rectilinie,planeitate) pentru suprafetele plane de asamblare,(0.01…0,03)mm;
Precizia pozitiei suprafetelor plane de asamblare (0,02…0,06)mm;
Precizia distantelor dintre suprafetele plane (0,01…0,2)mm;
Precizia coaxialitatiialezajelor principale(H6…H10);
Precizia paralelismuluisau a perpendicularitatii axelor alezajelor principaleintre ele sau fata de suprafetele principale (0,02..0,06) mm/100[anonimizat]=(1,6…0,2)µm si ale suprafetelor plane Ra=(1,6…12,5)µm
Materialele clasice utilizate in constructia acestor tipuri de suprafete sunt:fonte cenusii(Fc250,Fc300); fontele maleabile(Fm35n,Fm42a,Fm45p,Fm50p); otelurile turnate (OT 45,OT 50,OT 55); otelurile aliate(T 30 Mo CN 14, T 50 SNMoC 280, 20 C 130, 7 TC 170);otelurile carbon obisnuite (OL 42,OL 50);aliaje de aluminiu.
[anonimizat], programa de fabricatie si materialul prescris.
Condiții tehnice de prelucrare
Frezarea reprezintă procesul de prelucrare prin așchiere a suprafețelor exterioare sau interioare, profilate sau neprofilate, în orice fel de producție (unicat, serie mică, mare sau de masă), corespunzător operațiilor de degroșare sau semifinisare, care folosește o sculă așchietoare numită freză.
Freza face parte din categoria sculelor așchietoare cu mai mulți dinți montați pe un corp de revoluție cilindric sau conic. Pentru generarea suprafețelor prin frezare, sunt necesare o mișcare de rotație naș, care reprezintă mișcarea principală și care aparține frezei, și mișcări de avans rectiliniu sau circular.
Fig. 1.1.1.1
Mișcarea de avans director sau longitudinal, vsu (vsL), corespunde avansului director u (uz), și se produce într-un plan normal pe axa de rotație a frezei. Tăișul principal al frezelor se află pe partea cilindrică (sau conică) a sculei, iar tăișul secundar se află pe partea frontală.
După modul în care se realizează generarea suprafeței, frezările sunt de două feluri:
1.Frezare cu periferia (partea cilindrică) a frezei (fig. 1.1.2, a)
2.Frezare cu partea cilindrică și frontală a frezei (fig. 1.1.2, b, c). Se remarcă că cele două cazuri corespund celor două moduri de așchiere: liberă (fig 1.1.3 a, d, f, g), simplu neliberă (fig. 1.1.3 j) sau dublu neliberă (fig. 1.1.3 b, c, i)
Fig. 1.1.1.2 Fig. 1.1.1.3
În primul caz iau parte la așchiere numai tăișurile de pe periferia cilindrică a frezei, caz în care scula nu are tăișuri secundare, în acest caz directoarea suprafeței prelucrate este paralelă cu axa de rotație a frezei. În al doilea caz iau parte la așchiere și tăișurile secundare de pe partea frontală, iar directoarea suprafeței prelucrate este perpendiculară pe axa sculei. Trebuie remarcat că în primul caz directoarea suprafeței prelucrate este paralelă cu axa de rotație a frezei, în timp ce în al doilea caz ea este perpendiculară pe axa sculei. Aceste caracteristici influențează foarte mult caracteristicile procesului de așchiere prin frezare: forțe de așchiere, vibrații, rugozitate etc.
Frezarea cu partea cilindrică a frezei se realizează cu freze cilindrice iar frezarea cu partea cilindrică și frontală se realizează cu freze cilindro-frontale. Trebuie remarcat că frezele frontale sunt specifice prelucrărilor de suprafețe plane, pentru celelalte tipuri de suprafețe (profilate) folosindu-se numai freze cu dinți pe periferia cilindrică sau conică.
Fig. 1.1.1.4 Fig. 1.1.1.5
Fiecare din suprafețele componente ale pieselor se caracterizează: printr-o formă geometrică (teoretică); prin dimensiuni în diferite direcții; printr-un anumit grad de netezime (rugozitate), iar combinația lor de ansamblu este determinată; prin poziția relativă a suprafețelor în ceea ce privește paralelismul, perpendicularitatea, coaxialitatea, excentricitatea etc. Toate aceste patru grupe de caracteristici constituie condițiile tehnice de generare (execuție) a suprafețelor, prin care se determină deci forma, mărimea, dispoziția și calitatea suprafețelor componente ale unei piese.
Aceste condiții tehnice și în primul rând forma geometrică sunt condiționate de funcția pe care o va îndeplinii piesa în mașina, aparatul etc. din care face parte. Privind forma suprafețelor, aceasta determină în ansamblu forma unei piese. În construcția de mașini piesele pot avea cele mai variate forme, de la cele mai simple, de exemplu, acea a bilei, până la cele mai complicate, cum sunt blocurile cilindrilor de motor, unele matrițe de forjă, batiurile mașinilor-unelte etc. Oricare ar fi însă piesa și forma sa, ea este determinată de forma suprafețelor componente, acestea având roluri funcționale bine stabilite. În majoritatea cazurilor, rolul funcțional al unei suprafețe, impune o anumită formă geometrică care trebuie realizată cât mai apropiată de forma teoretică: de exemplu în figura 1.1.4 și 1.1.5 ,forma cilindrică a fusurilor arborelui canelat, forma plană a flancurilor canelurilor, arborelui și roților dințate, forma plană a dinților acesteia etc.
Suprafețele componente ale unei piese se pot prezenta sub diferite forme din punct de vedere geometric și sub diferite aspecte din punct de vedere tehnologic al rugozității acestora.
Câteva dintre suprafețele prelucrate prin frezare, precum și tipurile de freze folosite sunt arătate în fig. 1.1.6. Astfel, suprafețele plane sunt prelucrate atât cu freze cilindrice (fig. 1.1.6 a, e), cât și cu freze cilindro-frontale (fig. 1.1.6. b, c, d). Suprafețele profilate sunt prelucrate cu freze profilate, cum sunt reprezentate în figurile 1.1.6 g, h, i.
Fig. 1.1.1.6
Forma produsului ar trebui să permită folosirea frezelor cu forme și dimensiuni standardizate preferabil celor speciale, frezelor cu formă nestandardizată.
Fig. 1.1.1.7
Razele intre două suprafețe care se intersectează ar trebui sa fie identice cu ale frezei.
Fig. 1.1.1.8 Fig. 1.1.1.9
Fig. 1.1.1.10 Fig. 1.1.1.11
Fig. 1.1.1.12 Fig. 1.1.1.13
Fig. 1.1.1.14 Fig. 1.1.1.15
1.1.2 Stabilirea caracteristicilor dimensionale ale pieselor prelucrate. Materiale și semifabricate.
Elementele de structură turnate din fontă trebuie să aibă o formă și o dimensiune stabilă în timp, deoarece instabilitatea acestora duce la apariția tensiunilor interne ce iau naștere la răcire.
Cauzele apariției acestor tensiuni sunt legate de tehnologia de formare și turnare, de proiectarea formei batiului și de omogenitatea structurală a fontei turnate, iar pentru avitarea lor se recomandă câteva reguli:
1. Grosimea pereților cât mai uniformă pentru evitarea fisurării piesei; utilizarea fontei are însă și unele dezavantaje, precum:
creșterea duratei de fabricație;
pericolul de rebutare după turnare sau în timpul prelucrărilor prin așchiere;
imposibilitatea modificării rigidității elementelor de structură după turnare;
adaosuri de prelucrare mari;
consum neeconomic de fontă;
asistență suplimentară.
Orientativ, grosimea pereților se calculează cu relația:
(mm),
în care L, B, H sunt dimensiunile de gabarit ale piesei, în mm.
2. Respectarea grosimii minime admise pentru evitarea fenomenului de albire;
3. Evitarea racordărilor cu raze mici la îmbinarea pereților sub diferite unghiuri. Pentru înlăturarea tensiunilor interne, se va realiza un tratament de detensionare al elementelor de structură, care constă în ciocănirea suprafețelor ghidajelor și nodurilor termice pe un timp îndelungat. Detensionarea termică poate fi naturală (aplicată elementelor de mare precizie), sau artificială (scurtează durata operației de la nivelul lunilor la cel al zecilor de zile). Știm că:
,
pentru fontă : E = (1,1…1,6)104 daN/mm2;
G = (4,5)103 daN/mm2;
= 0,23…0,27.
Material : Fc250
Precizia prelucrării la frezare cu freze frontale depinde de dimensiunile suprafeței prelucrate, și anume:
Freze de degroșare – precizia prelucrării – 0.2;
Freze de semifinisare – precizia prelucrării – 0.12;
Freze de finisare – precizia prelucrării – 0.06.
Tehnologia de fabricatie pentru piesa de mai sus Corp Pompa Ulei din Fc250 (STAS 568-82) va fi prezentata pe larg in capitolul 3.
Materiale și semifabricate:
OȚELURI:
Oțelul este materialul cel mai mult utilizat în construcția de mașini. Elementele care intră în compoziția chimică a oțelului sunt : fierul, carbonul, siliciul, manganul, cromul, nichelul, sulful, fosforul etc.
Conținutul de carbon variază între 0,004 și 2,04% și cu cât este mai mare, cu atât oțelul este mai dur.
După modul de obținere a produsului oțelurile carbon sunt separate în oțeluri carbon turnate în piese și oțeluri deformabile.
Cele mai folosite mărci de oțeluri sunt: OL 37, OL 44, OL 52, ale căror caracteristici sunt prezentate în STAS 500/1,2-80
O proprietate importantă care trebuie să existe la oțelurile folosite în construcția elementelor de structură este sudabilitatea acestora.
Sudabilitatea exprimă capacitatea materialelor de a se îmbina prin sudare în construcții sudate, ce trebuie,totodată să satisfacă o serie de cerințe de execuție, exploatare și siguranță.
Sudabilitatea conține două aspecte: comportarea la sudare și siguranța la sudare.
După operațiile de sudare, se impun aplicarea unor tratamente termice și mecanice de detensionare.
Detensionarea termică presupune încălzirea piesei până la temperatura de 600-650C cu o viteză de aproximativ 40C/h, menținerea la această temperatură 4-5 ore și răcirea lentă cu 15-20C/h.
Detensionarea mecanică se aplică prin vibrarea cu dispozitive speciale sau ciocănirea, în zonele unde există acumulări mai mari de tensiuni interne.
Calitatea materialului folosit, alături de concepția și tehnologia de fabricație determină nivelul performanțelor tehnico-economice pe care acesta le poate atinge. Alegerea mărcii de oțel reprezintă problema majoră a proiectării. În conceperea elementelor de structură ale m.u. în construcția sudată este important a stabili amplasarea optimă a coordonatelor de sudură care să conducă la deformații termice minime și rigiditate maximă.
Construcțiile sudate ale elementelor de structură au grosimea pereților de 1,5…2 ori mai mare decât a pieselor turnate, având valoarea minimă între 3,0 și 6,0 mm. Se recomandă a se adopta valori minime acceptate tehnologic, iar rigidizarea se va realiza prin creearea unor forme constructive static nedeterminate cu contur închis la care se adaugă diafragme și nervuri în număr și dimensiuni optimizate. Prin turnare, optimizarea construcției este foarte dificilă.
La proiectarea elementelor de structură sudate, îndeosebi batiuri, carcase, trebuie avută în vedere asigurarea rigidității locale și eviterea efectului de placă ce antrenează în mișcare vibratorie întreaga masă a peretelui pe suprafața liberă.
Atât rigiditatea locală, cât și diminuarea efectului de placă se realizează prin micșorarea suprafeței deformabile a peretelui și mărirea grosimii sale echivalente aplicând diafragme și nervuri, ceea ce înseamnă că distanța dintre cele două trebuie stabilită astfel încât pulsația proprie a peretelui pe suprafața liberă să fie de 1,3…1,5 ori mai mare decât pulsația de excitație cu valoarea cea mai mare de pe mașin-unealtă. În orice caz la piesele sudate, această distanță d este mai mică decât la cele turnate, conform relației:
,
unde : – reprezintă grosimea pereților,
E – modulul de elasticitate longitudinal.
Altă problemă ce trebuie avută în vedere la adoptarea construcției sudate a elementelor de structură la m.u. o constituie asigurarea capacității de amortizare în concordanță cu cea a pieselor din fontă. În acest sens, prin tehnologia de sudare se urmărește intensificarea disipării enrgiei vibratorii în cordoanele de sudură prin introducerea unor elemente absorbitoare în paralel cu pereții elementului de structură.
MATERIALE COMPOZITE:
Materialele compozite sunt sisteme de corpuri solide, deformabile, constituite dintr-o masă metalică (feroasă sau neferoasă) ori nemetalică (materiale plastice, ceramice, minerale, etc.) numite matrice, armată cu elemente de rezistență sub formă de microcristale filiforme, de microsfere sau de fibre.
Materialele compozite cu matrice metalică sunt constituite dintr-o masă de aliaje de Ni sau Co cu W, V, Mo, Al, Zr, B, Ti etc., armată cu monocristale din carburi metalice de Ni, Ti, Nb, Ta, obținute prin solidificare dirijată cu microsfere de sticlă, grafit, macrocristale filiforme din ceramică sau cu fibre de sticlă, grafit, carburi metalice, ceramică bor, roci minerale, etc..
Compozitele cu matrice din materiale plastice termoplastice (polietilenă, rășini poliesterice, ABS, PVC, polistiren, polipropenă, poliamide) sau termorigide (rășini poliesterice nesaturate, epoxidice, fenolice, melaminice etc.) armate cu fibre de sticlă, de carbon (grafit), carburi de Si, bor, safir,alumină, ceramică, textile, azbest.
Materialele compozite sunt create special pentru a răspunde exigențelor produsului, urmărindu-se: rezistența mecanică, rigiditatea, stabilitatea dimensională, greutatea specifică, rezistența la acțiunea aenților chimici, la oboseală, la șoc, uzură, proprietățile izolatoare, stabilitatea termică, calitățile estetice etc..
Compozite cu matrice din materiale plastice armate cu fibre de sticlă
Cele mai potrivite materiale pentru execuția elementelor de structură ale m.u. sunt considerate a fi compuse dintr-o matrice de rășini poliesterice nesaturate(de tip NESTRAPOL) armate cu fibră de sticlă.
Rășinile poliesterice nesaturate intră în categoria materialelor plastice termorigide, utilizabile în condiții bune până la temperaturi de 300…350C, se prezintă în stare solidă cu aspect sticlos sau sub forma unor lichide foarte vâscoase.
Condițiile încercărilor de rezistență ale acestor materiale sunt stabilite în următoarele standarde: STAS 6642-73, STAS 11268-79, SATS 5872-76, STAS 5873-75, STAS 5874-82,etc..
Sub formă de fibre, sticla își pierde complet fragilitatea, capătă o bună rezistență la încovoiere, iar alungirea la tracțiune crește până la peste 5%, toate astea corelate cu densitatea redusă asigură materialelor plastice armate, cel mai bun raport rezistență-greutate.
De asemenea, prețul redus în comparație cu al altor fibre precum și multitudinea formelor de prezentare explică faptul că 85% din fibrele de sticlă produse în lume servesc la armarea materialelor plastice.
Figura urmatoare ne arată că rezistența la tracțiune a fibrelor de sticlă este mai mare la diametre mici.
Fig. 1.1.2.1
Aplicații ale folosirii materialelor compozite în execuția unor elemente de structură ale mașinii-unelte.
În urma unor cercetări preliminare ample au fost executate următoarele elemente constructive ale unor ansambluri componente ale m.u.: placa de bază a unei palete portpiesă, carcasa unui separator de așchii de la o mașină de rectificat, carcasa unui magazin de scule și apărătoarea unei mîini mecanice de la un centru de prelucrare.
Într-o primă fază a cercetării s-au folosit materiale compozite cu matrice de rășini poliesterice nesaturate de tip NESTRAPOL 450H, armată cu patru țesături din fibră de sticlă de tip e în patru variante: E020, E023, fer 3, FER8.
Rășina NESTRAPOL 450H are o vâscozitate medi, o bună reactivitate și polimerizare rapidă.
Pentru efectuarea cercetărilor au fost confecționate epruvete speciale pentru fiecare tip de solicitare,care au cuprins între 5 și 20 straturi de țesătură, funcție de grosimea materialului de armare și natura solicitărilor. S-a urmărit comportamentul epruvetelor la solicitările statice, dinamice și tribologice, comparativ cu cel al materialelor metalice.
Comportamentul static a fost studiat pe o placă încastrată, cu dimensiunile 100x170x5 mm, asupra căreia s-a aplicat o forță verticală de 5 daN. Reprezentarea deformațiilor plăcilor la acțiunea forței este făcută în figura:
Fig.1.1.2.2
Deformațiile statice la forța de 5 daN
Materialele compozite încercate, conținând 40…70% fibre de sticlă, au rigiditatea statică de 5…7 ori mai redusă decât a materialeleor metalice testate.
Dintre materialele compozite testate, cele armate cu e 020, E 023 și FER 8 au caracteristici ststice apropiate, corespund cerințelor aplicațiilor propuse, în timp ce fibrele FER 3, nu permit atingerea unei calități satisfăcătoare utilizării pentru execuția elementelor de structură
Comportamentul dinamic a fost stabilit pe plăci identice cu cele prezentate anterior supuse la un șoc creat cu un ciocande impuls.
Din analiza valorilor rezultă avantajul utilizării materialelor compozite din punct de vedere dinamic, comparativ cu oțelul acestea având perioada de oscilație mai mare de 2-3 ori, frrecvența scăzută la jumătate și numărul de frecvențe proprii de două ori mai mic, față de oțel.
Comportamentul tribologic s-a aplicat pe baza caracteristicilor de frecare și a variației uzurii eșantioanelor. Studiul a fost efectuat pe un stand special și a evidențiat comportarea relativ bună a materialelor compozite în procesul de frecare.
Rigiditatea statică a elementelor de structură din materiale compozite este mult inferioară (de 3,2…6 ori) celor executate din materiale metalice utilizate curent în construcția de m.u. dar acest incovenient poate fi depășit prin alegera adecvată a aplicațiilor.
Cele mai potrivite situații sunt cele în care solicitările sunt relativ reduse, se impun mase inerțiale mici, se cer proprietăți antimagnetice sau izolatoare electrice. Materialele compozite răspund acestor condiții fără dificultate numai dacă se adoptă situații specifice : stabilirea secțiunilor în concordanță cu solicitările; optmizarea armării; integrarea mai multor repere într-o singură piesă prin proiectarea adecvată a matriței de formare sau prin lipirea pieselor componente; armarea cu materiale metalice dacă e necesar; rigidizare locală etc.
Materialele compozite permit operații de corectare și reparare a structurii, lipiri, etanșări, umplerea alveolelor utilizând aceeași rășină poliesterică și țesături din fibre de sticlă.
Comportamentul dinamic al materialelor compozite este superior materialelor metalice atât prin capacitatea amortizoare,cât și prin numărul frecvențelor proprii, ceea ce le face recomandabile în aplicații cu solicitări dinamice intense.
Calitățile materialelor compozite la recomandă pentru execuția următoarelor tipuri de elemente de structură din domeniul mașinilor-unelte:elementele portante ale manipulatoarelor si roboților, destinați sarcinilor medii,carcaselo, corpurilor de palete, portscule și portpiese, elemente componente ale magaziilor de scule etc.. Evident, gama elementelor constructive ce pot fi executate din materiale compozite poate fi extinsă, dar acest lucru impune efectuarea unor ample cercetări specifice domeniului mașinii-unelte.
1.1.3 Posibilitati de realizare a curbei generatoare si a curbei directoare.
Din punct de vedere matematic suprafața este considerată ca o pânză fără grosime ce separă două spații distincte fără să aparțină nici unuia.
O suprafață poate fi generată de o curbă oarecare, prin deplasarea sa în spațiu, curba schimbându-și, sau nu, forma în timpul deplasării. Suprafața generată este locul geometric al pozițiilor succesive ale curbei, în timpul deplasării sale. În timpul deplasării generatoarei, un punct M oarecare al acesteia descrie o traiectorie denumită directoare.
G și D sunt generatoare respectiv directoare care generează suprafața spațială reprezentată în desen.
O suprafață poate fi generată în mai multe moduri:
deplasarea după o anumită lege a unui punct;
înfășurătoarea pozițiilor succesive ocupate prin deplasarea în spațiu a unui corp;
intersecția a două corpuri;
deplasarea după o anumită lege a unei curbe.
Dintre toate aceste moduri de generare, singurul care corespunde condițiilor de generare a unei suprafețe reale și cinematice de generare îl reprezintă cel legat de deplasarea în spațiu a unei curbe. Cele două curbe pot fi spațiale sau plane, deformabile sau nedeformabile.
În cazul general generatoarea și directoarea sunt curbele plane și nedeformabile. Celelalte cazuri constituie excepții, formând cazul particular al generării suprafețelor pe mașini – unelte.
În cazul general, o suprafață se generează prin deplasarea generatoarei (G) aflată în planul generator (Γ), în lungul directoarei (D), situată în planul director (D). Cele două sunt generate simultan sau nesimultan de elementul generator al sculei așchietoare în mișcare relativă a acesteia față de piesă.
Planul generatoarei (Γ) este perpendicular pe planul director (D), adică M cazul general unghiul ε egal cu 900.
Punctul generator M se deplasează cu viteza vd tangentă la traiectoria directoare (D) vectorul care face cu linia de intersecție g-g cele două plane unghiul θM care poate fi constant sau variabil.
În cazul θM – constant forma suprafeței generate nu depinde de legea de mișcare a punctului M. În cazul în care θM – variabil legea de mișcare a planului generatoarei (Γ) va influența forma suprafeței generate cu excepția cazului în care cele două variabile sunt legate între ele printr-un parametru.
Procesul de generare a suprafețelor pe mașini unelte îmbracă două aspecte: un aspect al generări teoretice și un aspect al generării reale.
Din punct de vedere al modului de realizare, generatoarea suprafeței poate fi:
– generatoarea materializată;
– generatoare cinematică;
– generatoare comandată după program
1. Generatoarea materializată
În unele cazuri de generare compusă din linii analitice sau realiste, de lungimi relativ reduse, pentru o producție de serie mare sau de masă atunci când sistemul tehnologic format din ansamblul mașină unealtă – sculă – piesă – dispozitiv este suficient de rigid, static și dinamic, generatoarele suprafețelor sunt materializate pe muchia sculei așchietoare. Generatoarea G a suprafețelor rezultă ca o proiecție cilindrică a muchiei sculei așchietoare, muchia găsindu-se în planul (Γ) al generatoarei suprafeței.
Dezavantajele generării cu generatoare materializată:
Muchia sculei având o formă relativ complexă, face ca scula așchietoare să fie dificil de executat și să fie scumpă, motiv pentru care metoda de generare nu este utilizată în cazul producției de serie mare și de masă;
Lungime relativ mare a muchiei, ținând seama că toate punctele muchiei iau parte la procesul de generare, duce la creșterea pronunțată a eforturilor de așchiere, ceea ce supune ca sistemul tehnologic să fie rigid la solicitări statice;
Lungimea muchiei (lățimea așchiei) este elementul cu influența cea mai mare asupra amplitudinii autovibrațiilor ce apar la prelucrarea prin așchiere, impunând ca sistemul tehnologic să fie rigid și la solicitările dinamice.
Avantaje:
Productivitate mare
2.Generatoarea cinematică
Acest mod de generare constituie cazul general de realizare a unei generatoare. El prezintă două aspecte:
– generatoare cinematică ca traiectorie a unui punct;
– generatoare cinematică ca traiectorie a familiei unei curbe materializate.
Generatoarea cinematică ca traiectorie a punctului k
Punctul k aparține muchiei sculei așchietoare, iar generarea reprezintă cazul general de realizare a generatoarelor și elimină toate dezavantajele apărute în cazul generatoarei materializate. Muchia sculei se consideră punctiformă, materializată prin punctul generator k care se deplasează cu viteza vk în planul (Γ) pe direcția generatoarei G.
Generatoarea este programată pe mecanismele mașinii unealtă care realizează mișcările de generare și nu pe muchia sculei așchietoare.
Generatoarele cinematice simple (rectilinii) sunt realizate cu ajutorul mecanismelor mașinii unelte (sanie – ghidaj).
Generatoarele cinematice de formă complexă impun punctului k, o deplasare plană sau spațială rezultată din combinarea mai multor mișcări simple, furnizate de mecanismele mașinii unelte.
Traiectoria plană G poate fi realizată ca traiectoria punctului k aflat simultan sub influența a două mișcări rectilinii.
Fig. 1.1.3.1
Pentru generarea traiectoriei G, între normalele celor două viteze trebuie să existe relația de legătură cinematică:
,
unghiul α depinzând numai de forma generatoarei G. De remarcat că nu interesează mărimile vitezelor, ci numai raportul lor.
Generatoarea cinematică ca înfășurătoare a familiei unei curbe materializate.
Fig. 1.1.3.2
Generatoarea G ia naștere ca înfășurătoarea a pozițiilor succesive ocupate de curba © materializată pe muchia sculei așchietoare. Curba © în mișcarea sa plan paralelă ocupă pozițiile succesive C1, C2, … Cn și are ca înfășurătoare traiectoria generatoarei G, care trece prin punctele caracteristice k1, k2 … kn. Pentru realizarea înfășurătoarei, un punct al planului k are o mișcare de rotație ωR și o mișcare rectilinie de viteză vR. Deoarece în fiecare punct de contact între elementul generatoarei C și generatoarea G există o tangentă comună, metoda este cunoscută și sub numele de generare prin tangente; cele două curbe numindu-se și curbe conjugate. Metoda de generare este utilizată în cazul frezării – mortezării.
3.Generatoarea comandată după program
În cazul unor suprafețe complexe modurile de generare cu generatoare materializată sau cinematică nu sunt aplicabile, în aceste cazuri pentru generare este folosit un element suplimentar care nu aparține mașinii unealtă, numit port program
generator cu o viteză vM, tangentă la traiectoria directore pe care codificat sau necodificat este stabilită generatoarea suprafeței de prelucrat. Procesul este cunoscut și sub denumirea de copiere.
Realizarea traiectoriei directoare
Directoarea se obține prin mișcarea de generare a suprafeței, ca traiectorie a acesteia.
Această mișcare se efectuează după anumite legi, ce sunt impuse de forma curbelor directoare ale suprafețelor geometrice și aceste legi constituie modurile practice de realizare a traiectoriei la generarea prin așchiere a suprafețelor reale pe mașini-unelte.
Conform acestor moduri practice, traiectoria directoare se poate realiza ca: directoare cinematică, programată și directoare materializată.
Directoarea cinematică
Directoarea cinematică ca înfășurătoare a pozițiilor succesive ale unei curbe cinematice. Datorită construcției anumitor scule, generarea suprafețelor cu ajutorul lor impune realizarea unor directoare prin combinații de mișcări simple.
Fig.1.1.3.3
Pentru frezarea unei suprafețe plane pentru a realiza directoarea teoretică rectilinie D, este necesară compunerea dintre mișcarea de rotație a frezei naș și mișcarea de translație vM, a căror rezultantă are drept traiectorie curba C, care este o cicloidă alungită. Dar, rezultanta acestor mișcări simple va fi mișcarea de generare a suprafeței a cărei traiectorie este însăși directoarea (adică, porțiuni din curba C).
Prin urmare, în acest caz, directoarea teoretică D a suprafeței rezultă ca înfășurătoare a pozițiilor succesive ale unei curbe cinematice C descrisă de un punct generator M la fiecare rotație a sa.
Ținând seama că sculele corespunzătoare acestor cazuri au zs muchii generatoare (zs dinții), deci zs puncte geometrice M, fiecare punct M va descrie o direcție alungită la o rotație, cicloidele fiind însă decalate între ele cu a zs-a parte.
În acest fel, curbele se întretaie și dau naștere unor curbe mai mici, de forma abc și înălțime h, tangente la directoarea teoretică D.
Această porțiune abc a curbei C reprezintă materializarea punctului generator M și se va denumi directoare elementară Dt.
Pentru a realiza deci, cinematic directoarea D, este necesar să se deplaseze directoarea elementară Dt printr-o mișcare paralelă cu directoarea teoretică D. Această înseamnă că directoarea elementară Dt trebuie să se poziționeze periodic, repetat în lungul directoarei D, cu o condiție de poziționare constantă zz, numită avans director.
Se observă că avansul director este proiecția unei porțiuni (aba’) din directoarea elementară Dt pe directoarea D în planul D al său.
Avansul director corespunzător unei rotații complete a frezei, va fi:
(1)
Proiecția altei porțiuni (ba’c) din directoarea elementară Dt într-o direcție normală pe direcția directoarei teoretice D în planul D al său, reprezintă o altă mărime de poziționare, ce se efectuează în adâncime. Această cantitate de poziționare în adâncime are aceeași semnificație ca și la generatoarea elementară Gt și se numește adâcime de așchiere, t.
Directoarea programată
Se realizează prin șabloane, modele sau prin tipuri de programe arătate.
În figura de mai jos este ilustrat cazul de generare, la care directoarea este programată pe șablonul s.
Fig. 1.1.3.4
Metoda programării (transpunerii) curbei directoare D pe șablon sub forma Dș conduce la o diferențiere între formele celor două curbe, datorită razei Rs a sculei și a razei r a rolei care urmărește șablonul. În unele cazuri se elimină în oarecare măsură dificultățile de trasare a curbei directoare Ds a șablonului, prin alegerea razei r a rolei de aceeași mărime cu raza Rs a sculei.
În cazul generării suprafețelor foarte complicate, ale căror curbe generatoare nu pot fi realizate pe cale cinematică, sau a căror generatoare sau generatoare și directoare își modifică forma în timpul generării suprafeței, este necesară programarea ambelor curbe.
Astfel de suprafețe se întâlnesc la materialele de forjă, de turnare sub presiune etc., sau la elice de avion, de vase navale etc., și se obțin în genere prin frezare.
Directoarea materializată
Construcția unor scule pentru mașini-unelte permite, pe lângă materializarea generatoarei prin muchia așchietoare, materializarea directoarei.
O astfel de sculă este tarodul, la care directoarea, elicea cilindrică, este materializată prin filetul său. Pentru generarea suprafeței elicoidale a filetului piuliței cu ajutorul tarodului este suficientă numai o mișcare de rotație a acestuia sau a piuliței.
Datorită muchiilor așchietoare ale părții active a tarodului, muchii care reprezintă materializarea generatoarei, canalul elicoidal al piuliței capătă forma corespunzătoare.
Pasul filetului și diametrul acestuia sunt asigurate prin forma de șurub a tarodului.
Burghiul, alezorul sunt scule a căror directoare este tot materializată.
Generarea reală a suprafețelor
Față de generarea teoretică, în cazul generării reale intervin o serie de factori de influență legați de următoarele elemente ale sistemului tehnologic, procesului de generare și ale procesului de așchiere: geometria sculei așchietoare, fenomene fizice ale procesului de așchiere (forțe, vibrații, schimb de căldură, uzura sculei), rigiditatea sistemului mașină-unealtă sistem de prindere și altele.
De asemenea, în unele cazuri din anumite motive tehnologice apar numeroase abateri în cinematica și geometria generării suprafețelor: cele mai frecvente rezultând din înlocuirea muchiilor teoretice ale sculei așchietoare, greu de realizat tehnologic cu arce ce aproximează linia teoretică.
Realizarea generării reale
În realitate muchia așchietoare, ca element generator ce participă la nașterea generatoarei suprafeței, nu este punctiformă ci este o linie oarecare în spațiu a cărei proiecție pe planul generatoarei (Γ) realizează o linie plană numită muchie aparentă sau muchia deplasării relative între scula așchietoare și piesă cu viteza de generare vk pe direcția GT ia naștere generatoarea reală GR sub forma unei linii finite, care față de cea teoretică are o abatere sistematică de înălțime.
Realizarea directoarei reale
Directoarea reală, poate fi realizată în aceleași moduri ca și cea teoretică, materializată, cinematică și comandată după program. Deformarea directoarei reale față de cea teoretică este influențată de geometria sculei așchietoare, neuniformitatea mișcărilor de generare și de răspunsul tehnologic MUSPD datorat solicitărilor.
1.1.4 Cinematica de generare a suprafetelor. Schema de divizare a adaosului de prelucrare.
Cinematica de generare a suprafețelor
Toate mișcările ce iau parte la procesul de generare constituie mișcarea de așchiere.
După natura traiectoriilor ce le realizează mișcările necesare procesului de generare pot fi deosebite în:
mișcarea reală de așchiere
mișcarea principală de așchiere
mișcarea de avans
fiecare producându-se cu viteze corespunzătoare.
Mișcarea de așchiere. Mișcarea principală. Viteza de așchiere
Mișcarea de așchiere și mișcarea principală.
O suprafață reală se generează pe mașinile-unelte, în cazul general, dacă cele două curbe G și D ale suprafeței teoretice corespunzătoare ei, sunt generate cinematic simultan, adică realizate prin generare cinematică.
Mișcarea relativă, în urma căreia se îndepărtează adaosul de prelucrare sub formă de așchii, se denumește mișcare de așchiere, având ca traiectorie o rezultantă a traiectoriilor generate prin cele două mișcări ce se compun, adică traiectoria directoare D și respectiv traiectoria generatoare G, denumită traiectoria mișcării de așchiere.
Viteza cu care se efectuează mișcarea de așchierea este rezultanta vitezelor celor două mișcări componente și ea apare din însuși cinematica de generare a suprafeței reale respective. Ea se numește viteză reală de așchiere, , și este tot timpul tangentă la traiectoria mișcării de așchiere, .
La frezarea unei suprafețe plane (fig. 1.1.4.1) directoarea teoretică D se realizează ca înfășurătoare a unei curbe cinematice, adică a directoarei elementare DE, ce reprezintă un arc al directoarei reale, Dreal. Cum aceasta din urmă este traiectoria mișcării rezultantei dintre mișcarea de rotație a frezei, naș și mișcării de avans relativ al frezei față de semifabricat, vsL, mișcarea rezultantă denumită mai sus, mișcare de așchiere, rezultă că traiectoria Dreal se confundă cu traiectoria mișcării de așchiere, .
Frezarea unei suprafețe plane
Fig. 1.1.4.1
Tangenta la traiectoria (Dreal) este viteza reală de așchiere, și în consecință, viteza principală de așchiere vaș va fi viteza tangentă la traiectoria circulară, cea mai apropiată traiectorie componentă a directoarei reale, Dreal. Rezultă astfel că mișcarea principală este dată de mișcarea de rotație a frezei, a cărei traiectorie circulară se parcurge cu viteza principală de așchiere, vaș.
În concluzie, mișcarea principală se efectuează cu viteza principală de așchiere, vaș, și ea este o mișcare simplă de rotație.
Viteza de aschiere
Este unul dintre cei mai importanți parametrii ai procesului de așchiere și realizarea ei, în condițiile cerute de acesta, ridică probleme specifice cinematice, care conduc la obținerea ei mai mult sau mai puțin apropiată de cea cerută.
Viteza de așchiere se împarte în:
viteză reală de așchiere
viteză principală de așchiere
viteză tehnologică de așchiere
• Viteză reală de așchiere (cinematică), , rezultă din cinematica de generare a unei suprafețe reale date. Reprezintă viteza elementului generator în mișcarea de așchiere și este tangentă, în orice moment al generării, la traiectoria mișcării de așchiere, . Se determină cu relația:
• Viteza principală de așchiere, , este viteza elementului generator în mișcarea principală și ea este tangentă la traiectoria acestei mișcări, ce poate fi traiectoria directoare sau una din componentele traiectoriei directoare. Mărimea vitezei principale de așchiere, , se calculează în funcție mișcarea principală. (mișcare principală de rotație conform figurii 1.1.4.2)
Fig. 1.1.4.2
RM – raza punctului generator pe traiectoria mișcării principale, în mm;
2πRM – lungimea traiectoriei principale, la un ciclu cinematic, în mm;
nM – frecvența de repetare a traiectoriei mișcării principale, în rot/min.
În mod frecvent se folosește relația :
• Viteza tehnologică de așchiere (teoretică), . Generarea suprafețelor reale (prelucrate) pe mașinile-unelte este condiționată nu numai de cinematica de generare impusă de legile cinematice prin care se realizează traiectoriile G și D, dar și de criterii privind geometria optimă a sculei și așchierii de-a lungul traiectoriei mișcării de așchiere, precum și de criterii tehnologice-economice.
Potrivit acestor criterii, viteza clementului generator în mișcarea de așchiere trebuie să aibă o astfel de mărime, încât să permită realizarea unei productivități maxime a generării și un cost minim al acesteia.
Mărimea vitezei care asigură aceste condiții tehnico-economice reprezintă viteza teoretică a elementului generator în mișcarea de așchiere și este denumită viteză tehnologică de așchiere, .
Se deduce astfel că, viteza constituie acea valoare teoretică pe care ar trebui să o aibă viteza reală de așchiere, în mișcarea de așchiere.
Viteza tehnologică de așchiere mai reprezintă viteza de așchiere economică, ce asigură sculei o durabilitate economică.
Mărimea ei se calculează cu relații experimentale deduse pentru fiecare procedeu de generare prin așchiere.
Miscarea de avans.Viteza de avans
Miscarea de avans
În cazul generării suprafețelor reale, mișcarea de poziționare repetată este efectuată de directoarea elementară DE pentru realizarea cinematică a directoarei teoretice D.
Poziționarea elementului generator se realizează pe cantități constante de poziționare denumite avansuri și ea este ciclică efectuându-se la fiecare ciclu cinematic de așchiere. (fig. 1.1.4.3)
Fig. 1.1.4.3
Mișcarea de poziționare repetată, ciclică, a directoarei elementare DE în lungul directoarei teoretice D se numește mișcare de avans.
Mișcarea de avans, în cazul general, poate rezulta din compunerea unui anumit număr de mișcări simple de rotație sau translație, a cărei traiectorie rezultantă, ce constituie traiectoria mișcării de avans, va fi traiectoria directoare D.
Rezultă că mișcarea de avans cea mai simplă, poate fi o mișcare rectilinie obținută cu mecanismul sanie-ghidaj, sau o mișcare circulară obținută cu mecanismul fus-lagăr.
Având în vedere continuitatea efectuării sale, mișcarea de avans la frezare este mișcare de avans continuă; iar în funcție de direcția sa mișcarea de avans este longitudinală (fig. 1.1.4.4).
Fig. 1.1.4.4
Viteza de avans
Viteza cu care se efectuează mișcarea de avans se numește viteză de avans, vs. Ea este tangentă la traiectoria directoare D.
Mărimea sa se determină din relația:
în care s reprezintă avansul, iar Ts timpul în care are loc poziționarea pe distanța avansului s.
Viteza de avans este un parametru cinematic condiționat exclusiv de cinematica lanțului cinematic de avans al mașinii-unelte. În acest sens, dacă viteza de avans este un parametru cinematic al generării, avansul reprezintă un parametru tehnologic al așchierii, este mărimea unei distanțe pe care se poziționează ciclic elementul generator.
Schema de divizare a adaosului tehnologic
În construcția de mașini, pentru obținerea pieselor cu precizia necesară și calitatea de suprafață impuse de condițiile funcționale este necesar ca de pe semifabricat să se îndepărteze prin așchiere un strat de material care constituie adaosul de prelucrare. Determinarea mărimii optime a adaosului de prelucrare are o deosebită importanță tehnico-economică la proiectarea proceselor tehnologice de prelucrare mecanică a pieselor de mașini.
Mărimea adaosurilor de prelucrare trebuie să fie astfel stabilită încât, în condițiile concrete de fabricație să se obțină produse de înaltă calitate la un cost minim.
Dacă adaosurile de prelucrare sînt prea mari, se mărește greutatea semifabricatului și consumul de metal, sînt necesare faze sau operații suplimentare prin așchiere, se mărește consumul de scule așchietoare și uzura utilajelor, cresc consumurile de energie electrică și alte cheltuieli legate de exploatarea mașinilor-unelte. în consecință, piesele finite se obțin la un cost ridicat.
Dacă însă adaosurile de prelucrare sînt prea mici, nu se pot îndepărta complet straturile superficiale cu defecte ale semifabricatului, astfel încât nu se obține precizia și rugozitatea prescrisă a suprafețelor prelucrate și ca urmare se mărește procentul de rebuturi. Pentru a se lucra cu adaosuri mici trebuie să se folosească metode mai precise de obținere a semifabricatelor, ceea ce poate mări, uneori, costul pieselor, mai ales la serii mici de fabricație.
Rezultă deci că este necesar să se stabilească valori optime pentru adaosurile de prelucrare.
Problema determinării adaosurilor de prelucrare este strâns legată de stabilirea dimensiunilor intermediare și a dimensiunilor semifabricatului. Pe baza dimensiunilor semifabricatului se construiesc matrițele, modelele, cutiile de miezuri etc.
Pentru determinarea adaosurilor de prelucrare se folosesc următoarele metode :
metoda experimental-statistică;
metoda de calcul analitic.
În condițiile fabricației de serie și unicate, adaosurile de prelucrare se stabilesc prin metoda experimental-statistică cu ajutorul unor standarde de stat sau tabele normative de adaosuri, alcătuite pe baza experienței practice a industriei. Folosirea tabelelor normative de adaosuri accelerează procesul de proiectare tehnologică. În cazul producției de masă și serie mare însă, devine justificată metoda calculului analitic care asigură adaosurile de prelucrare optime.
Metoda de calcul analitic al adaosurilor de prelucrare se bazează pe analiza factorilor care influențează mărimea adaosului, determinarea elementelor componente ale adaosului și însumarea lor. Această metodă ține scama de condițiile concrete de executare a procesului tehnologic de prelucrare și permite punerea în evidență a posibilităților de reducere a consumului de metal și de micșorare a volumului de muncă al prelucrărilor mecanice la proiectarea proceselor tehnologice.
Un dezavantaj al metodei de calcul analitic al adaosurilor de prelucrare constă în volumul mare de calcule necesare, de aceea folosirea metodei este limitată ; se recomandă a fi utilizată îndeosebi în producția de masă și serie mare. Se recomandă, de asemenea, determinarea adaosurilor prin calcul analitic în construcția de mașini grele, chiar în condițiile fabricației individuale a pieselor foarte mari și mai ales a pieselor din materiale deficitare (oțeluri inoxidabile, refractare etc.). Pentru astfel de piese adaosurile prea mari pot conduce la pierderi mari de metal în așchii ; pe de altă parte, la prelucrarea pieselor mari și scumpe este cu totul inadmisibil rebutul produs din cauza unor adaosuri insuficiente.
Se deosebesc următoarele noțiuni referitoare la adaosul de prelucrare:
— adaosul de prelucrare intermediar,care este stratul de metal ce se îndepărtează la operația (sau faza) respectivă de prelucrare, printr-o singură trecere ;
— adaosul de prelucrare total, care este stratul de metal necesar pentru efectuarea tuturor operațiilor de prelucrare mecanică a suprafeței considerate de la semifabricat până la piesa finită.
Adaosurile de prelucrare pot fi simetrice și asimetrice.
Adaosurile simetrice, care sînt cele "prevăzute la prelucrarea suprafețelor exterioare și interioare de revoluție sau la prelucrarea simultană a suprafețelor plane paralele opuse, sunt date pe diametru sau pe grosime.
Adaosurile asimetrice sînt cele care au valori diferite pentru suprafețele opuse, ce se prelucrează în faze diferite, sau adaosurile prevăzute numai pentru una din suprafețele opuse, cealaltă rămânând neprelucrată.
Metoda de calcul analitic a adaosului de prelucrare
Calculul analitic al adaosurilor de prelucrare se poate efectua numai după stabilirea traseului tehnologic, cu precizarea schemelor de orientare și fixare la fiecare operație și precizarea metodei de obținere a semifabricatului.
Fiecare semifabricat, în funcție de procedeul de obținere, se prezintă la prelucrarea mecanică cu anumite abateri dimensionale și de formă, abateri de la poziția reciprocă corectă a suprafețelor, neregularități și defecte de suprafață etc. Prin procesul de prelucrare mecanică aceste abateri se înlătură sau se reduc în limite admisibile. Reducerea abaterilor în procesul de așchiere se face progresiv, ceea ce impune ca prelucrarea să se facă prin mai multe operații sau faze.
În continuare se vor prezenta succint abaterile rezultate din operațiile de prelucrare precedente și din operația de prelucrare considerată, a căror mărime influențează și determină mărimea adaosului de prelucrare.
Adâncimea microneregularităților rezultată în timpul trecerii anterioare RZj-1.
Pentru prima trecere de degroșare Rz reprezintă mărimea neregularităților semifabricatului. Pentru a doua trecere Rz1 reprezintă mărimea microneregularităților rezultate după prima așchiere ș.a.m.d. La o trecere oarecare i se ia în calculul adaosului de prelucrare mărimea Rzi-1 la trecerea anterioară.
Mărimea Rzi-1 depinde de metoda de prelucrare, regimul de așchiere și condițiile efectuării operației sau trecerii precedente.
Adâncimea stratului superficial rezultată în timpul trecerii anterioare Si-1.
După cum se cunoaște, stratul superficial se deosebește de metalul de bază. El va fi îndepărtat total sau parțial în trecerea dată. La semifabricatele turnate din fonte cenușii stratul de suprafață prezintă defecte (zone dure, incluziuni nemetalice etc.). Din această cauză, pentru a crea condiții normale de lucru pentru sculele așchietoare, el trebuie îndepărtat în întregime la prima trecere de degroșare.
La piesele forjate și matrițate stratul de suprafață rezultă decarburat. În acest caz este necesar ca el să fie îndepărtat în întregime la prima trecere de degroșare.
În urma prelucrării prin așchiere stratul de suprafață rezultă ecruisat. În majoritatea cazurilor este indicat ca, la ultima trecere de finisare, acesta să nu fie îndepărtat în întregime în vederea asigurării unei rezistențe la uzură mărită a piesei în exploatare și obținerii unei calități superioare a suprafeței prelucrate.
După călirea superficială a pieselor trebuie ca stratul de suprafață să nu fie îndepărtat la prelucrările de rectificare sau finisare prin alte procedee.
În figura 1.1.4.5 este prezentată o secțiune printr-un semifabricat turnat, în care : Rz este adâncimea neregularităților semifabricatului ; A(S) — strat cu defecte, care trebuie îndepărtat; B — strat cu proprietățile fizico-mecanice diferite de ale metalului de bază ; C — metal de bază cu structură normală.
În figura 1.1.4.6 este prezentată o secțiune printr-un semifabricat după așchierea de degroșare, în care : Rzi-1 este rugozitatea obținută la trecerea anterioară de degroșare ; A — strat ecruisat; li — metal de bază.
Abaterile spațiale ρi-1 ale poziției suprafeței de prelucrat față de suprafețele de bază ale semifabricatului
Aceste abateri spațiale se iau în calculul adaosului de prelucrare tot de la trecerea anterioară și pot fi:
— necoaxialitatea alezajului de prelucrat cu suprafețele cilindrice exterioare ale semifabricatului, de exemplu la flanșe, bucșe, cilindri etc.;
— necoaxialitatea găurilor de centrare cu suprafețele exterioare de prelucrat, de exemplu la arbori de toate tipurile ;
— neparalelismul suprafeței de prelucrare cu suprafețele de orientare;
— neperpendicularitatea suprafeței frontale de prelucrat cu axa cilindrului de orientare.
Eroarea de așezare și fixare αafi care apare la trecerea considerată
Ca urmare a erorii de așezare și fixare suprafețele de prelucrat nu vor ocupa aceeași poziție față de mașina-unealtă pentru toate piesele din lot. Schimbarea poziției suprafeței supuse prelucrării trebuie să fie compensată de o anumită parte a adaosului de prelucrare. Aceste erori apar în principal datorită deformațiilor de contact dintre piesă și elementele de așezare, neomogenității stratului superficial, erorilor macro și microgeometrice ale suprafeței de așezare a piesei, erorilor de verificare a poziției piesei, neuniformității forțelor de strângere, impreciziei și uzurii elementelor de reazem ale dispozitivului.
Fig. 1.1.4.5 Fig. 1.1.4.6
Calculul dimensiunilor intermediare
Pe baza adaosurilor intermediaro minime calculate, se pot determina dimensiunile intermediare pentru suprafețele piesei de prelucrat.
Dimensiunile intermediare sînt dimensiunile succesive pe care le capătă suprafețele piesei la diferitele operații (faze) de prelucrare prin așchiere, începând de la starea de semifabricat până la piesa finită. Acestea sînt dimensiuni tehnologice care se notează în documentația de fabricație (plane de operații, fișe tehnologice etc.) si care determină, de asemenea, dimensionarea verificatoarelor la controlul cu calibre limitative, dimensiunile sculelor așchietoare pentru prelucrarea găurilor (burghiu, lărgitor, alezor etc.).
Relațiile de calcul ale dimensiunilor intermediare se stabilesc din analiza schemelor de dispunere a adaosurilor intermediare și toleranțelor tehnologice.Dispunerea adaosurilor de prelucrare intermediare este diferită, după cum prelucrarea se realizează prin metoda obținerii individuale a dimensiunilor (metoda trecerilor de probă) sau prin metoda obținerii automate a dimensiunilor (când reglarea sculei s-a făcut prin piese de probă sau etaloane).
În figura 1.1.4.7 se prezintă schema dispunerii adaosurilor intermediare la prelucrarea prin metoda obținerii individuale a dimensiunilor, pentru suprafețe exterioare — arbori (fig. 1.1.4.7, a) și suprafețe interioare — alezaje (fig. 1.1.4.7, b).
După cura se observă pentru suprafețele cilindrice exterioare :
,
în care : Amax, Amin) reprezintă adaosul de prelucrare maxim respectiv minim pentru faza considerată; d1max , d1min . — dimensiunea maximă, respectiv minimă, care se obține la faza precedentă de prelucrare ;
d2max, d2min— dimensiunea maximă, respectiv minimă care se obține la faza curentă (de prelucrare).
b)
Fig. 1.1.4.7
Se observă că adaosul de prelucrare nu are o valoare constantă pentru toate semifabricatele din lot, ci variază între valorile Amin și Amax.
Se definește adaosul de prelucrare nominal Anom diferența dintre dimensiunea nominală obținută și faza anterioară d1nom și cea curentă d2nom.
Pentru suprafețele cilindrice interioare adaosurile de prelucrare sunt:
La dimensiunile nominale ale semifabricatelor brute, abaterile limită sunt date în plus și în minus, cum se vede în figura 1.1.4.8. De aceea dimensiunile nominale ale semifabricatului brut se obțin astfel:
– pentru suprafețe exterioare, de tip arbore:
a) b)
Fig.1.1.4.8
– pentru suprafețe interioare de tip alezaj:
1.2. FORMA ȘI CARACTERISTICILE SCULELOR AȘCHIETOARE.
Frezele sunt scule aschietoare de revolutie , prevazute cu mai multi dinti , care aschiaza intermitent .
Frezele au miscarea principala de rotatie si miscarea avansului perpendicular pe axa de rotatie . Varietatea mare de operatii tehnologice care pot fii realizate prin frezare a creat o diversitate mare de tipuri si dimensiuni de scule pentru finisare.
Clasificarea frezelor se face:
Dupa modul de executie si de ascutire:
freze cu dinti frezati;
freze cu dinti detalonati.
Dupa felul suprafetelor pe care sunt dipuse taisurile:
freze cilindrice cu taisul pe partea cilindrica ;
freze disc cu taisuri pe partea cilindrica sau/sip e partile frontale-laterale;
freze cilindro-frontale;
freze frontale;
freze unghiulare (profile simple ,forma conica sau biconica);
freze profilate ,cu dintii detalonati.
Dupa pozitia dintilor (taisurilor) in raport cu axa:
freze cu dinti drepti ;
freze cu dinti inclinati –elicoidali;
freze cu dinti in zig-zag.
Dupa modul de pozitionare – fixare pe masina:
freze cu coada cilindrica ,conica;
freze cu alezaj.
Dupa constructie :
freze monobloc din Rp sau CMS;
freze cu dinti demontabili din Rp sau CMS;
freze cu partea aschietoare lipita din CMS.
Din punct de vedere constructiv, frezele sunt alcatuite dintr-un numar de cutite reunite intr-un corp de revolutie unitar.
Frezele cu dinti frezati se ascut de regula pe fetele de asezare (si pe fetele de degajare la nevoie) iar frezele cu dinti detalonati se ascut numai pe fetele de degajare.
Frezele cu dinti frezati au urmatoarele avantaje fata de frezele cu dinti detalonati:
durabilitate (durata de utilizare,numar de reascutiri posibile) mai mare ;
executia dintilor este mai simpla;
rugoziatatea suprafetelor mai mica.
Dezavantajele frezelor cu dinti frezati :
prin reascutiri se micsoreaza diametrul si canalele pentru evacuarea aschiilor;
executia lor este posibila numai pentru taisuri cu forme simple.
Dintii detalonati se folosesc la frezele profilate in scopul mentinarii profiluluisi unghiului de asezare constante dupa reascutire.
In continuare sunt prezentate cateva tipuri de freze:
1.2.1. Alegerea sculelor. Materiale.
Tipuri de scule specifice.
Frezele sunt scule aschietoare de revolutie, prevazute cu mai multi dinti, care aschiaza intermitent, fapt pentru care procesul de frezare este mai productiv decat in cazul strunjirii, rabotarii, gauririi, din doua motive: numarul de taisuri si viteza de aschiere mai mare.
Datorita multitudinilor domeniilor de utilizare exista un numar mare de criterii de clasificare a frezelor:
a) Dupa felul suprafetelor pe care sunt aplicati dintii:
Freze cilindrice si disc pe suprafete cilindrice;
Freze frontale, cu dintii pe suprafete frontale;
Freze unghiulare, cu dintii pe suprafete conice;
Freze profilate, cu dintii pe suprafete profilate a corpului de rotatie.
b) Dupa pozitia dintilor, in raport cu axa frezei:
Freze cu dinti drepti;
Freze cu dinti inclinati-elicoidali;
Freze cu dinti in zig-zag.
c) Dupa sensul rotirii:
Freze cu rotatie pe dreapta; (1)
Freze cu rotatie pe stanga. (2)
2
Fig. 1.2.1.1
Dupa modul de pozitionare-fixare pe masina-unealta:
– Freze cu coada conica sau cilindrica;
– Freze cu gaura pentru fixarea pe suport port scula;
Dupa constructie:
– Freze monobloc;
– Freze cu partea aschietoare demontabila;
– Freze cu partea aschietoare lipita.
Alte scule folosite sunt: burghiu, adancitoar, alezor, tarod pentru filetare.
Se disting urmatoarele tipuri de burghie: elicoidale si de centrare, si pentru gauri adanci.
Adancitoarele sunt folosite pentru largirea gaurilor si sunt adancitoare elicoidale cu trei sau patru dinti si pentru adancire: adancitoare de planare, conice (fesitoare) si profilate.
Alezoarele sunt scule de finisare, asigurand obtinerea unor dimensiuni in limitele preciziilor 9…6, sau chiar mai precis. In functie de modul de utilizare sunt: de mana sau de masina.
Dupa executie se disting doua forme constructive: alezoare cu coada si alezoare de alezaj.
Freze cilindrice – ele se executa de regula cu dinti elicoidali. Ele pot fi cu sau fara canale de antrenare. Pentru pelucrarea materialelor greu prelucrabile frezele cilindrice se executa cu taisuri din carburi metalice, sub forma de placute lipite sau fixate mecanic.
Fig.1.2.1.2
Freze disc – sunt freze cilindrice sau cilindro-frontale, avand o latime mica in raport cu diametrul. Se utilizeaza pentru frezarea suprafetelor de mica inaltime:frezarea canalelor, crestaturilor, suprafetelor plane perpendiculare delatime mica si la debitarea materialelor. Se deosebesc:
– freze cu un tais;
– freze cu doua taisuri.
Fig.1.2.1.3
Freze conice – pentru prelucrarea simultana a doua suprafete plane cu latime mica, care formeaza un unghi intre ele.
Fig.1.2.1.4
Prezentarea principalelor freze utilizate la mașinile-unelte:
Alegerea frezei.
Frezele se aleg la fel ca la frezare pe masini de frezat, materialul prelucrat impunand necesitatea prelucrarii cu scule din otel rapid sau cu scule prevazute cu placute din carburi metalice. Parametri geometrici ai frezelor se aleg din standardele corespunzatoare.
Tabelul 1
Uzura admisibila ha si durabilitatea economica Tec sunt indicate in tabelul de mai jos:
Alegerea burghiului, adancitorului , alezorului.
Gaurirea si largirea sunt operatii recomandate pentru gauri cu prescriptii de precizie redusa (treptele de precizie 10 – 12 ISO) si calitatea suprafetei pana la 6.3 μm, sau ca operatii prealabile in cazul unei ulterioare alezari cu cutitul sau cu alezorul.
Pentru prelucrarea gaurilor cu o lungime l <10D, unde D este diametrul burghiului, se folosesc urmatoarele tipuri de burghie: din otel rapid, pentru prelucrarea otelului: cu placute dure, pentru prelucrarea fontei si pieselor din otel calit.
Uzura burghiului este definita prin uzura fortei de asezare la prelucrarea fontei. Valorile uzurii admisibile pentru burghie din otel rapid si pentru burghie prevazute cu placute dure sunt date in tabele.
Tabelul 2
Durabilitatea economica a burghielor, T, in minute, are valorile date in tabel:
Alezoare.
Sunt scule folosite pentru prelucrarea finala a alezajelor cilindrice sau conice, asigurand obtinerea unor dimensiuni in limitele claselor de precizie 9 … 6 dupa ISO. Uzura alezorului se masoara pe fata de asezare. Pentru lucrari de degrosare sau semifinisare, pentru obtinerea unei suprafete cu o calitate de Ra 1,6 μm (0,4 … 0,2), uzura va fi de maximum 0.6 … 0.8 mm.
La prelucrarea definitiva a gaurilor precise, limita de uzura este data de inrautatirea calitatii suprafetei si de modificarea dimensiunilor gaurii in afara campului de tolerante stabilit.
Clasificarea alezoarelor:
1. Dupa modul de actionare:
– alezoare de mana;
– alezoare de masina.
2. Dupa forma suprafetei:
– alezoare cilindrice;
– alezoare conice.
3. Dupa posibilitatea de reglare:
– alezoare fixe;
– alezoare reglabile, de mana.
4. Dupa constructie:
– monobloc din otel;
– cu dinti demontabili din otel Rp;
– cu placute din carburi metalice sinterizate (CMS) fixate mecanic;
– cu dinti demontabili, armati cu placute din CMS lipite sau demontabile.
5. Dupa modul de fixare:
– cu coada cilindrica;
– cu coada conica;
– cu alezaj.
Fenomenele fizice care insotesc prelucrarea prin aschiere impun materialului din care este confectionata partea activa a unei scule aschietoare urmatoarele proprietati:
– rezistenta mecanica, in special la eforturile de compresiune sau incovoiere, suficienta pentru a suporta eforturile de aschiere;
– duritatea sa fie superioara duritatii materialului de aschiere;
– sa-si pastreze proprietatile mecanice si la temperaturile corespunzatoare proceselor de aschiere (proprietate numita stabilitate la cald).
In plus, sunt necesare: o calibilitate buna (atunci cand este cazul), o prelucrabilitate prin aschiere buna, o conductibilitate termica suficienta unei evacuari rapide a caldurii degajate in procesul de aschiere, un cost scazut. Cu toate ca aceste proprietati sunt determinate de compozitia chimica, structura interna, calitatea materialului folosit pentru scule aschietoare este apreciata prin duritatea sa si se considera ca o duritate de 62…64 HRC este suficienta pentru partea activa a unei scule aschietoare. Pentru precizia prelucrarii prin aschiere este de asemenea important ca coeficientul de dilatare al materialelor sculelor ca si valorile coeficientul de frecare in cuplul cu materialul aschiat sa fie cat mai mici.
Oteluri carbon pentru scule.
Aceste oteluri au un continut bogat de carbon in limitele 0.65…1.45%, fara nici un element de aliere, pastrandu-si proprietatile fizice pana la temperaturi de 200 … 250 oC nu se folosesc la aschieri cu viteze de aschiere mai mari de 20 m/min. Au o calibilitate redusa (stratul de calire are o adancime de 3 … 8 mm), motiv pentru care calirea se face in general, cu racire brusca in apa, cauza deformarilor si fisurarilor sculelor executate din aceste materiale.
Nu este indicata utilizarea acestor oteluri pentru scule cu variatii mari de sectiune si nici pentru scule ce se rectifica dupa tratamentul termic pentru a nu se indeparta stratul calit prin aceasta prelucrare.
In urma tratamentelor termice duritatea otelurilor carbon de scule este cuprinsa in limitele 60 … 64 HRC. Duritatea creste cu cresterea continutului de carbon in acelasi timp creste si fragilitatea.
Oteluri aliate.
Aceste oteluri pe langa procentul ridicat de carbon pe care il au (0.9 …1.4% C) contin elemente de aliere care maresc calibilitatea, ca: wolframul, cromul, vanadiul, nichelul, molibdenul.
Dupa valoarea procentului elementului in care otelul aliat este cel mai bogat ele se impart in:
– oteluri slab aliate, la care procentul maxim al elementului de aliere este de circa 6%;
– oteluri bogat aliate, la care acest procent este mai mare de 10 … 12%.
Otelurile slab aliate au dupa calire o duritate si o stabilitate la cald incat pot fi folosite la prelucrari cu viteze de aschiere de 30 … 35 m/min. Elementul de aliere are ca rol principal imbunatatirea calibilitati otelului, marind duritatea dupa calire cat si adancimea stratului calit. Calirea se face cu racire in ulei (la 20 … 60 oC) pentru scule de forma simpla, sau in bai de saruri (160 … 180 oC) pentru scule cu configuratie complexa.
Otelurile bogat aliate au o stabilitate la cald care ajunge pana la 600 … 650 oC ceea ce permite prelucrarea cu viteze de aschiere de pana de trei ori mai mari ca la cele corespunzatoare otelurilor carbon pentru scule. In categoria acestora intra otelurile rapide, simbolizate Rp.
Otelurile rapide au o calibilitate foarte buna, racirea facandu-se in ulei sau bai de saruri, este limitat pericolul deformatiilor, fisurarilor. Otelurile bogat aliate pot fi utilizate la confectionarea sculelor de finisare (care se rectifica) si cu forme complexe, cu variatii mari de sectiune.
Amestecuri de carburi metalice sinterizate.
Aceste materiale sunt realizate prin sinterizarea unui amestec de carburi metalice de wolfram, titan, etc, intr-un liant metalic sub forma de placute, folosite printr-o imbinare demontabila sau nedemontabila la armarea partii active a sculelor.
Amestecurile de carburi metalice sunt confectionate dupa diferite retete purtand denumirea dupa tara sau firma producatoare: Widia, Walter, Krupp (Germania), Diedra (Cehoslovacia), Fagersta, Sandvik Coromant (Suedia), Carboloy Valenite (SUA), Diamond (China), Carmesin (Romania) etc.
Proprietatile fizice pe care le au sunt: duritate foarte mare (peste 85 HRC), rezistenta mare la uzura si o foarte mare stabilitate la prelucrarea prin aschiere a tuturor materialelor metalice si nemetalice cu viteze de aschiere foarte mari.
Fiind neferoase nu necesita tratamente termice, nu se pot forja si se prelucreaza numai prin abraziune. Prezinta neajunsul unei tenacitati scazute. In ceea ce priveste compozitia amestecului de carburi metalice aceste materiale se impart in doua grupe:
amestecuri continand carburi de wolfram si titan sinterizate in liant de cobalt, simbolizate P si M;
amestecuri continand carburi de wolfram avand ca liant cobaltul, simbolizate prin K.
Compozitia acestor materiale calitativ si cantitativ este determinat de:
– natura materialului de prelucrat;
– tipul operatiei (degrosare, finisare);
– tipul procedeului de prelucrare;
– tipul de aschie degajata (aschie de curgere sau de rupere).
Prezenta carburii de titan da amestecului sinterizat o stabilitate termica foarte mare si o rezistenta la uzura foarte buna, dar o fragilitate ridicata. Din acest motiv carburile din prima grupa se vor folosi pentru aschierea otelului si a materialelor neferoase (cu aschii lungi de curgere). In cazul prelucrarii materialelor care dau aschii de rupere (cum este fonta) se recomanda folosirea amestecului care contine numai carbura de wolfram (K) acesta fiind mai putin dura ca cea de titan, dar mai tenace.
In ultima vreme au aparut placute din carburi metalice acoperite superficial cu un strat foarte rezistent la uzura (carbura de titan, nitrura de titan) sau cu strat dublu (carbura de titan peste care se depune oxid de aluminiu).
1.2.2 Geometria părții active și elemente constructive ale părții de prindere.
Elementele frezelor
Se poate observa că frezele au o parte activă prevăzută cu dinți și o porțiune care asigură fixarea sculei pe mașina de frezat.
Pe partea activă a frezei (atât la cele cu coadă cît și la sculele cu alezaj) se deosebesc aceleași elemente, suprafețe și tăișuri.
Elementele frezelor cu coadă Elementele frezelor cu alezaj
Fig. 1.2.2.1 Fig. 1.2.2.2
Suprafețela și tăișurile frezei
Fig. 1.2.2.3
Unghiurile constructive ale tăișului frezei
Având în vedere că frezele pot avea dinți atât pe partea cilindrică cît și pe cea frontală, apar niște particularități la definirea unghiurilor constructive. Astfel, în cazul în care tăișul se găsește pe suprafața cilindrică a frezei, unghiurile părții active se măsoară într-o secțiune normală pe dinte și o secțiune radială care este de fapt o secțiune normală pe axa frezei.
La o freză cilindro-frontală, unghiul de degajare γ rezultă într-o secțiune normală pe tăiș, întrucât procesul de detașare și de evacuare a așchiei are loc în acest plan. Unghiul de așezare apare într-un plan normal pe axa de rotație a frezei. În secțiunea normală pe tăiș mai apare unghiul de așezare normal α.N iar în secțiunea radială unghiul de degajare radial γR
În cazul frezelor cilindro-frontale, geometria trebuie stabilită atât pentru dinții de pe suprafața exterioară cît și pentru cei de pe partea frontală. La aceste freze trebuie să se stabilească mai întâi care este tăișul principal (cel de pe suprafața exterioară sau frontală).
Pentru simplitate se consideră la început o freză cilindro-frontală cu dinți drepți, care lucrează cu un avans normal pe axa sculei, deci tăișul principal se află pe suprafața exterioară a frezei. Datorită faptului că freza are dinți drepți, secțiunea normală pe tăișul principal și cea radială coincid: Din acest motiv atât unghiul de degajare cît și cel de așezare se găsesc în secțiunea radială.
Pentru tăișul secundar, geometria se măsoară în secțiunea normală pe dinte și cea axială. Din cauză că freza are dinți drepți, aceste două secțiuni coincid, și din acest motiv γ1 cît și α1 rezultă într-o secțiune axială.
Elementele constructive ale frezelor
Diametrul exterior al frezei:
Diametrul exterior al frezei este un element constructiv foarte important, influențând grosimea așchiei, numărul și forma dinților sculei, diametrul alezajului frezei, modul de evacuare a căldurii etc.
Diametrul exterior al frezei se poate calcula cu formula:
unde:
D – diametrul exterior al frezei
d – diametrul alezajului frezei
m – grosimea corpului frezei (m ≈ 0,4d)
H – adâncimea canalelor de evacuare a așchiilor
Diametrul alezajului frezei:
Diametrul alezajului se alege astfel ca dornul pe care se fixează freza să reziste la solicitările supuse. Prin urmare, se calculează diametrul dornului, iar diametrul alezajului se alege egal cu acesta.
În timpul așchierii acționează asupra dintelui frezei componenta tangențială Ft și componenta radială Fr a forței de așchiere (fig. 1.2.2.4).
Fig. 1.2.2.4 Fig. 1.2.2.5
Reducând aceste forțe la axul dornului rezultă forța și momentul de răsucire:
Forța F solicită dornul la încovoiere iar momentul de răsucire M la răsucire. Rezultă deci că dornul este supus la o solicitare compusă de încovoiere și răsucire. La determinarea diametrului dornului se are în vedre modul de fixare a acestuia în axul principal al mașinii-unelte (fig. 1.2.2.5).
În cazul dornului încastrat în conul arborelui principal al mașinii de frezat (fig. 1.2.2.12, a), momentul încovoietor maxim produs de forța F este dat de relația:
În general, dornurile au o lungime mai mare, din care motiv ele se fixează prin încastrarea la un capăt în arborele principal al mașinii și se reazemă în capătul opus (fig. 1.2.2.12, b). Prin această fixare dornul devine o grindă static nedeterminată. Considerând pe VB reacțiune static nedeterminată, după efectuarea calculelor se obține că momentul încovoietor maxim este :
Având în vedere ca dornul .este solicitat și la răsucire de momentul de răsucire M, se calculează momentul echivalent cu ajutorul relației:
Efortul unitar echivalent este:
Diametrul dornului este:
Numărul de dinți ai frezei
Se calculează cu relația:
Numărul de dinți ai frezei calculat cu această relație se corectează în general la un număr par de dinți.
Dacă adâncimea de așchiere este prea mică sau dintr-un motiv oarecare nu se poate asigura să fie doi dinți în așchiere, atunci freza se execută cu dinți elicoidali.
Lățimea frezei
Lățimea frezei se calculează cu relația:
în care: B este lățimea frezei cilindro-frontale
pax – pasul axial al dinților frezei
1.3 ANALIZA PROCESULUI TEHNOLOGIC DE PRELUCRARE
1.3.1 Particularități de proces. Stabilirea domeniului de reglare a parametrilor regimului de lucru. Determinarea caracteristicilor de proces: forte, momente, lucru mecanic, putere
Particularități de proces
Frezarea este procedeeul de generare prin așchiere a suprafețelor, ce se execută cu scule așchietoare speciale de forma unor corpuri de rotație prevăzute cu mai multe tăișuri, denumite freze.
Cinematica de generare a suprafețelor plane prin procedeeul de frezare constă în efectuarea simultană a unei mișcări de rotație și a unei mișcari de rectilinii cu caracter continuu.
Mișcarea de rotație este intotdeauna executată de freză, ea fiind mișcarea principală, iar miscarea rectilinie este executată, de regulă, de piesa-semifabricat, fiind o mișcare de avans.
În funție de tipul frezei folosite, planul mișcării de rotație a frezei față de suprafața generată, este poziționată diferit.
La frezarea unei suprafețe plane cu o freza cilindrică, planul mișcării principale (nas), este normal pe suprafața prelucrată, ce se generează prin efectuarea mișcării de avans longitudinal (vsL) de către piesa semifabricat.
În cazul frezării cu o freza cilindro-frontală planul de rotațe este paralel cu suprafața prelucrată dar normal pe suprafața prelucrată, suprafețe ce se generează simultan prin aceeași cinematică de generare.
Generarea supreafețelor plane reprezintă o caracteristică specifica frezarii, și ea constă în aceea că mișcarea de avans se efectuează întotdeauna intr-o direcție normală pe axa de rotație a frezei, și in același timp în planul mișcării principale de rotație a frezei.
Prin utilizarea și a altor tipuri de freze și combinații de mișcări de avans și mișcări complementare de generare, se pot genera prin frezare multiple forme de suprafețe.
Pentru studierea fenomenelor fizice specifice procesului de frezare trebuie să se țină seama și de câteva aspecte proprii acestui procedeu:
– in așchiere se afla simultan numai o parte a dinților frezei, cel puțin doi și cel mult jumătate din ei, ceea ce înseamna că din punct de vedere al regimului termic, dinții frezei sunt avantajați în comparație cu alte procedee la care partea activă a sculei rămâne continuu în contact cu piesa și așchia.
– frezele fiind scule cu gabarit relativ mare, evacuarea prin conducție a căldurii degajate în timpul așchierii se face în condiții foarte bune, cu efecte favorabile, de asemenea, asupra durabilității sculei.
– aflându-se mai mulți dinti simultan în așchiere, productivitatea operației este foarte mare, dar aceasta se produce cu evacuare mare de căldură, ceea ce înseamnă deformații termice locale, în special la piese cu valori apreciabile, încă un motiv pentru ca frezarea sa nu fie un procedeu de finisare.
– in cazul frezării cu freza cilindrică grosimea așchiei ajunge la valori până la zero, ceea ce înseamnă strivirea materialului, apăsarii specifice mari, uzură pronuntată pe fața de așezare, fenomene care la frezarea cilindro-frontală nu apar deoarece grosimea așchiei nu ajunge la valori deficitare, de asemenea un motiv în plus ca frezarea cilindro-frontala să se prefere folosirii frezei cilidrice.
Uzura dinților frezei este influențată de caracteristicile de mai sus. Tipul frezării determină modul în care partea activă a sculei ia contact cu stratul de așchiere.
În cazul frezării cu partea cilindrică în contra avansului, grosimea așchiei crește de la zero pâna la valoarea maximă uzsinφ, cu o viteza mica. Din punct de vedere al regimului termic, acest tip de frezare este avntajos, dar în momentul intrării în așchie, grosimea acesteia este mică, apăsările specifice sunt mari și este favorizată uzarea dintelui pe fața de așezare.
În cazul în care așchia este atacată din zonele cu grosime mare, în realitate se pleacă tot de la o valoare nulă ajungându-se la valoarea maximă a grosimii cu o viteză foarte mare. Din acest motiv, șocul termic care ia naștere este foarte mare acționând defavorabil asupra feței de degajare, uzura fiind pronunțată pe aceasta suprefață. Din cauza acestui șoc mecanic și termic există pericolul fărmițării taișului frezei. Pericolul uzării prin fărmițare apare cu deosebire când tăișul sculei este confecționat din materiale fragile (carburi metalice, materiale mineralo-ceramice) și este influențat de modul în care dintele ia contact cu așchia. În cazul în care materialul tăișului este fragil, se recomandă că luarea de contact să nu se facă cu vârful dintelui ci să se producă undeva în interiorul tăișului.
Durabilitate, viteza tehnologică de așchiere, denumită și viteza economică de așchiere, sunt calculate cu relația:
În cazul frezării cu periferia cilindrică, fară a intra în amanuntele de calcul, rugozitatea suprafeței frezate este dată de relația:
sau cu relația
rezultând că înălțimea asperităților crește cu marimea avansului uz, și scade cu creșterea razei și a numărului de dinți ai frezei.
În cazul frezării cilindro-frontale, înălțimea asperităților este dată de relația cunoscută:
din care rezultă că rugozitatea crește odată cu creșterea avansului pe dinte și scade odată cu creșterea unghiului de atac secundar χ1. La limita, cand χ1=0 acest lucru ar atrage după sine apariția unor forțe de frecare suplimentare și de valoare mare care se traduc prin apariția unor autovibrații puternice. Aceste autovibrații au efect negativ asupra calității suprafeței prelucrate și asupra stabilității dinamice a întregului ansamblu tehnologic.
Fabricanții de mașini-unelte folosesc toate posibilitățile materiale, tehnice, financiare și umane care concură la furnizarea echipamentelor de producție pentru satisfacerea deplină a clienților privind performanțele tehnice, prețul și termenul de livrare. Pentru a raspunde acestor exigențe, demersurile fabricanților se orientează spre concepția modulară a mașinilor-unelte, implementarea unor materiale neconvenționale (betoane, compozite, ceramice, plastice etc), utilizarea instrumentelor informatice performante în toate fazele existenței mașinii-unelte, de la concepție, fabricație, exploatare și final de viața, trecând prin simulare, încercare, configurare etc.
În ultimii ani, refabricarea mașinilor-unelte a depasit 25% din producția mondiala de mașini-unelte, la o valoare totala, care în anul 2002 a depașit 40 miliarde dolari SUA.
Mașina-unealta este o mașina de lucru, care are ca scop generarea suprafețelor pieselor, în condiții predefinite de productivitate, precizie dimensionala, calitatea suprafeței, preț și termen de livrare. În acest context, posibilitatea obținerii unor mașini-unelte prin refabricare într-un timp record, cu performanțe tehnice comparabile, la jumatate din costul unei mașini-unelte noi, este vitală.
Refabricarea este o acțiune complexă a cărei realizare trebuie decisă înca din faza de proiectare. În principiu, în acest mod, unei mașini-unelte i se pot prevedea doua-trei vieți, cu cicluri funcționale diferite, refabricarea necesitând eforturi materiale minime. Totul este posibil dacă ciclul de viață al mașinii-unelte este privit sistemic, diferitele faze ale existenței sale aflându-se în interdependență evidentă. Totul este posibil apelând la instrumentele informatice moderne, care facilitează substanțial realizarea unui produs, prefigurând toate etapele vieții acestuia, de la concepție pâna la încetarea exploatării sale. Astăzi există programe deosebit de performanțe utilizate pentru asistarea proiectării, simulării fabricației, prospectării pieței etc., facând posibilă evaluarea eficienței lansării în fabricație a unui produs încă din faza lansării ideii concepției acestuia.
Ciclul de viață al unei mașini-unelte
Fig. 1.3.1.1
Utilizarea celor mai moderne programe de optimizare, de diagnosticare a comportamentului mașinilor-unelte și, nu în ultimul rând, de proiectare a ansamblurilor acestora (Catia, Pro-Engineer, Solid Works etc.) a determinat obținerea unor mașini-unelte foarte performante, multifuncționale, reconfigurabile, conduse direct cu calculatorul. Există posibilitatea schimbării automate și a reglării procesului de așchiere în timpul funcționării mașinii-unelte, în funcție de sculele utilizate, materialele prelucrate, lichidele de racire utilizate etc.
Investițiile în tehnica de calcul se amortizeaza prin locul câstigat pe piața producatoare de mașini-unelte și prin ciclul de viață al acestora.
Etapele realizării unui produs
Fig 1.3.1.2.
S-a trecut la o noua viziune asupra proiectării și fabricației unei mașini-unelte. Ingineria concurentă reprezintă integrarea sistemică a proiectării cu fabricația, în vederea optimizării tuturor elementelor implicate în ciclul de viață al unui produs.
Efectul aplicarii ingineriei concurente
Fig. 1.3.1.3
Prin ciclu de viață se înțeleg toate aspectele legate de produsul respectiv: proiectare, dezvoltare, producție, distribuție, utilizare, refabricare, toate fiind simultan luate în considerare.
Întreaga viață a unei mașini-unelte trebuie concepută înca din faza de proiectare. Astfel, mașina-unealtă trebuie să fie: funcțională (prin proiectare), durabilă ( funcționează o perioadă lungă de timp în parametrii optimi), mentenabilă (are componențe care pot fi foarte ușor înlocuite sau reparate), reconfigurată și refabricată. Toate posibilitățile de refabricare trebuie prevazute înca din faza de proiectare.
În proiecatrea unei mașini-unelte moderne, ce trebuie prevazută a face parte dintr-un sistem flexibil și care trebuie să răspundă la multe cerințe tehnice și nu numai, este absolut necesară îmbinarea realului cu virtualul pentru a putea obținețne în final cel mai performant produs.
Procesul modern de realizare a unei masini-unelte
Fig. 1.3.1.4
Au aparut structurile hexapod, montate direct pe mașina clasică și care permit obținerea unor viteze mari de așchiere pe cinci axe simultan. Avantajele acestor structuri ce reprezintă cinematica deosebită, asamblarea simplă, ansambluri componente identice, viteze și accelerații mari, rigiditate mare, facilitând creșterea sensibilă a posibilităților de prelucrare.
Toate acestea demonstrează că mașinile-unelte sunt și vor fi mereu în centrul de interes al cercetării stiintifice, pe moment refabricarea oferind un termen de livrare scurt, parametri tehnici deosebiți și un cost foarte scazut al mașinii-unelte refabricate.
2. PROIECTAREA CINEMATICA SI ORGANOLOGICA
2.1 ANALIZA CONSTRUCTIVA
2.1.1 ANALIZA CARACTERISTICILOR TEHNICE SI ECONOMICE ALE UNOR MASINI DE LUCRU SIMILARE
2.2 PROIECTAREA CINEMATICA
2.2.1 ANALIZA CINEMATICA UNOR MASINI DE LUCRU SIMILARE
Centrele de prelucrare prin frezare, găurire, alezare sunt cele mai numeroase fiind construite după modelul mașinilor de alezat și frezat.
Magazinele de tip disc sau transportor cu lanț, așezate în plan orizontal, sunt dispuse, de regulă, în partea superioară a montantului, în timp ce pentru capacități mari de înmagazinare, pentru scule grele, se folosește magazin de tip transportor cu lanț, situat în plan vertical, fixat pe montantul mașinii sau pe un suport propriu.
Centrele de prelucrare prin strunjire, orizontale sunt puțin numeroase deoarece strungurile orizontale cu unul, două capete revolver acoperă bine domeniul unor asemenea prelucrări tehnologice.
Centrele de prelucrare combinate sunt destinate prelucrării pieselor complexe, atât prin strunjire cât și prin prelucrarea orificiilor și frezare.
Centrul de prelucrare ACE – H100 prezintă o rigiditate excepțională, precizie și suportul pentru cele mai aspre cerințe în producție. ACE – H100 a fost proiectat pentru producție continuă.
Fig. 2.2.1.1. Centru de prelucrare orizontal ACE – H100, Daewoo
Fig. 2.2.1.2. Centru de prelucrare orizontal DAHLIH – MCH – 500/800
Fig. 2.2.1.3 Centre de prelucrat orizontal DAHLIH – MCH – 630 și HC – 2000
Centrele de prelucrat DMG DMC 55/65 H duoBLOCK prezintă palete de 500 x 500 mm care maresc capacitățile seriilor testate DECKEL MAHO DMC H. Proiectele mașinii patentate duoBLOCK întrunesc toate condițiile pentru a face mașinile DMC 55 H și 65 H cele mai precise în categoria lor. De asemeanea, accesul optim la zona de lucru permite schimbarea sculelor si folosirea acestora in cel mai rapid și ușor mod.
Fig. 2.2.1.4 Centre de prelucrat orizontal Fig. 2.2.1.5 Aria mare a zonei de lucru
DMC 65H duoBlock permite accesul unor piese de prelucrat mai mari
Proiectul duoBLOCK de la DECKEL MAHO a devenit platforma strategică pentru frezarea aplicațiilor pînă la 1500 kg, și prezintă o flexibilitate fără precedent în ingineria mecanică cu cea mai buna dinamică, precizie și productivitate.
Fig. 2.2.1.6 Centre de prelucrare orizontal prin frezare DMG DMC duoBLOCK
Fig. 2.2.1.7 Exemple de frezare la centrele duoBLOCK
Fig. 2.2.1.8 Centre orizontale de prelucrare prin frezare DMG: rapide, multilaterale, puternice și automate
Fig.2.2.1.9 Alte centre DMG de prelucrare orizontală prin frezare
Centrele de prelucrare HAAS prezintă mese rotative și schimbătoare de palete, în plus, astfel ca un centru de prelucrare poate schimba pâna la 120 de scule, aproape dublând productivitatea.
Fig. 2.2.1.10
Fig. 2.2.1.11
Fig. 2.2.1.12
Fig. 2.2.1.13 Centre de prelucrat orizontal de tip HAAS
Fig.2.2.1.14 Prețuri pentru centrele de prelucrat orizontale de la HAAS
Fig.2.2.1.15 Centre CNC de prelucrat orizontale de mare precizie MORI SEIKI NH 4000/5000/6300/8000 DCG
Centrul de prelucrare Burr TC 22 (fig 2.2.1.16) este folosit cu eficiențã ,la prelucrarea familiilor de piese fabricate in serii mici și mijlocii,îmbinând dezideratele de flexibilitate și productivitate,prin utilizarea alternativã a prelucrãrii cu monoscule,soluție foarte flexibilã dar mai puțin productivã ,cu prelucrarea cu capete multiax,solutie mai putin flexibilã dar foarte productivã.
Capetele port-scule ,pot fi de tip multiax,pentru operații de gãurire,alezare,lamare,filetare,etc.sau de tip pãpuse port-scule,pentru operații de frezare,strunjire etc.De menționat este faptul,cã atunci cand se prelucreazã cu monoscule,acestea sunt fixate într-un arbore principal,conținut tot într-o pãpușã schimbabilã,cu lãgãruire corespunzãtoare și sistem de fixare sculã.
Fig.2.2.1.16
Centrul de prelucrare de tip Orion Standard(fig.2.2.1.17),produs de firma Comau,cu douã magazine de scule,are magazinul pentru capete multiax de o construcție specialã de tip lanț,iar magazinul pentru monoscule,de construcție obișnuitã,este dispus pe partea opusã a montantului.Capul de forțã are douã prize separate de antrenare,din care una pentru capete multiax si una tip arbore principal pentru monoscule.
Fig.2.2.1.17
Īn fig.2.2.1.18 este prezentat centrul de prelucrare ,de construcție specialã,cu douã magazine, diferite care unul pentru monoscule și unul tip tambur,pentru capete multiax. Avînd o construcție tipic modularã,mașina poate fi conceputã in mai multe variante și anume :fie cu douã magazine diferite și cap de forțã cu doua prize de antrenare,fie cu douã magazine identice și capete de forțã cu o singurã prizã de antrenare.
Masa paletabila de poziționare și rotație,realizeazã deplasarea pe axa X și rotația pe axa B,astfel încât piesele care se încarcã pe mașina pot fi prelucrate din aceeași prindere pe toate suprafețele laterale.Mișcarea pe axa Y,se realizeazã prin deplasarea montantului pe batiu.
Centrul de prelucrare poate lucra fie independent,fie integrat in linii tehnologice sau sisteme flexibile de nivel mai ridicat.
Fig.2.2.1.18
2.2.2 MESE ROTATIVE, PALETE, SCHIMABATOARE SI STOCATOARE DE PALETE
Mesele rotative au aceeasi destinatie ca si la masinile conventionale: pozitionari unghiulare precise ale piesei sau sculei si avans circular la frezare.
Lantul cinematic de rotire a platoului mesei rotative este constituit din motorul electric de cutrent continuu MCC, reductorul R, si ultimul mecanism, fie melc – roata melcata fie angrenaj cilindric z1/z2, roata dintata z2 cu dantura interioara fiind solidara cu platoul mesei. Pozitia unghiulara a platoului mesei rotative este controlata de treductorul rotativ TR, montat de regula la capatul inferior al arborelui platoului.
Pentru eliminarea jocului mecanic la inversarea sensului de rotatie al platoului, lantul cinematic de rotire al platoului se bifurca in doua ramuri cinematice, pretensionate la montaj
De la motorul de curent continuu MCC, miscarea de rotatie ajunge la la arborele I iar de aici:
prin angrenajul cilindric z1/z2 la arbrele II, pe care este montat melcul z3 cu axa orizontala, in angrenare cu roata melcata z4, de pe arborele IV al platoului mesei rotative
prin angrenajul z5/z6 (roata z6 fiind libera pe arborele II dar monobloc cu roata conica z7) si prin angrenajul conic z7/z8 la arborele III, pe care se afla melcul z3 cu axa verticala
Pentru a asigura aceeasi turatie la cei doi melci z3 in angrenare cu aceeasi roata melcata z4 este necesar ca:
La montaj arborele I este deplasat axial cu motorul hidraulic liniar MH. Angrenajele z1/z2 si z5/z6 avand danturile inclinate in sensuri inverse, vor roti cei doi melci identici z3 in sensuri inversepana cand unul dintre ei va avea contact cu flancul stang al rotii melcate z4, iar celalalt melc va lua contact cu flancul drept al danturii aceleiasi roti melcate z4.
In timpul functionarii normale a lantului cinematic de rotire a platoului cei doi melci se rotesc in acelasi sens si cu aceeasi turatie. Melcul cu axa orizontala este activ la rotirea mesei rotative intr-un sens, iar melcul cu axa verticala este activ la rotirea mesei rotative in sens invers. In acest fel se elimina jocul mecanic dintre melc si roata melcata la inversarea sensului de rotatie al platoului mesei rotative.
Paleta este principala componenta a a sisitemului de transport. Paleta este o placa avand forma si dimensiunile tipizate, destinata fie transportului (paleta transport), fie transportului si prelucrarii piesei pe masina – unealta (paleta dispozitiv)
Pe fata superioara a placii sunt prevazute arificii filetate (pentru dimensiuni mai mici de paleta) sau canale in T (pentru dimensiuni medii si mari) pentru prinderea dispozitivului portpiesa. Pe fata inferioara a placii sunt prevazute canale de ghidare pentru ghidajele cu elemente intermediare ale mesei paletabile, ale platformei robocarului si ale stocatorului sau schimabtorului de palete.
La masinile de frezat orizontale FH-880 si FH-1080 se pot utilize trei tipuri de palete prinse pe masa masinii. In varianta standard paleta patrata, cu latura de 1.000mm are orificii filetate pentru prinderea dispozitivelor portpiesa si in plus fata de varianta standard, un orificiu central, prevazut cu un alezaj pentru centrare. Intr-o alta varianta optionala, paleta este prevazuta pe fata superioara cu canale in T si cu acelasi orificiu central din varianta precedenta.
Fig 2.2.2.1
Masinile sunt destinate prelucrarilor cu viteze mari, pana la 8000 mm/min, vitezele deplasarilor rapide fiind de 24 m/min pe axele X siY, si de 20m/min pe axa Z. turatia arborelui principal fiind cuprinsa intre 35 si 7000rot/min. La centrul de prelucrare ACE-HM800 se utilizeaza o paleta patrata cu latura de 800mm (figura 2.2.2.2)greutatea maxima a piesei fiind de 1600 daN. Viteza deplasarilor rapide este de 24 m/min iar viteza maxima a miscarilor de avans este de 12000mm/min. Turatia maxima a arborelui principal este de 6000 rot/min.
Fig 2.2.2.2
Pentru piese cu dimensiuni aproximativ egale in plan se utilizeaza palete patrate, pentru piese cu dimensiuni sensibil diferite se utilizeaza palete dreptunghiulare iar pentru strunguri verticale se utilizeaza palete rotunde.
Schimbatorul de palete – este dipozitivul destinat evacuarii paletei P1 folosite pe masa masinii – unelte si aducerea paletei urmatoare P2 , cu un nou semifabricat pe masa masinii – unelte A.
Fig 2.2.2.3
Se folosesc in acest scop impingatoare de palete care realizeaza succesiv miscarile de translatie pe posturile de incarcare B1, B2 (fig 2.2.2.3,a). In varianta din figura 2.2.2.3,b cele doua posturi de incarcare B1,B2 sunt dipuse pe un platou care se roteste cu 180o pentru a inversa pozitiile celor doua palete. Miscarile de translatie 1 spre dreapta si 3 spre stanga sunt realizate de un impingator de palete. In varianta din figura 2.2.2.3,c masa rotativa are doua sisteme de ghidaje simetrice pentru cele doua palete P1 si P2 . Miscarile de translatie 1, 4 respectiv 2, 5 sunt realizate de doua impingatoare de palete pe masa masinii – unelte A, respectiv pe unicul post de incarcare B.
Pentru strunguri verticale (fig 2.2.2.3,d) cele doua posturi de incarcare B1si B2 sunt simetrice fata de platoul A al strungului si aprtin cercului cu centrul O, care trece prein centrul platoului. Paletele P1 si P2 sunt montate la extremitatile bratelor unui support care oscileaza in jurul articulatiei O, in vederea evacuarii paletei P1 de pe platoul A si aducerea paletei P2 cu un nou semifabricat pe platoul A. Timpul de schimbare a paletei la oricare dintre aceste variante depinde de dimensiunile paletei, de greutatea piesei, darn u depaseste un minut, contribuind astfel la cresterea productivitatii masini – unlete.
Stocator de palete este un depozit odonat de palete P1, P2, …Pn ,dipuse liniar (unilateral sau bilateral fata de calea de transport a robocarului RC) sau circular (fig 2.2.2.4).
Fig 2.2.2.4
In cel de al doilea caz, un robot industrial RI, dipus in centrul cercului, schimba paleta din postul de stocare cu masa A a masinii – unelte.
Identificarea paletei se poate face cu o cartela perforata (Fig.2.2.2.5) care poate aveaa trei perforatii pentru codificarea rangului zecimal 100 (22, 21, 20) si doua perforatii pentru codificarea rangului 101 (21, 20). In plus se face control de imparitate CI printr-o perforatie de pe rangul 101, ;a intersectia cu coloana rezervata rangului binar 22. In exemplul din figura este codificata paleta cu numarul de ordine 32.
Fig 2.2.2.5
Circulatia paletelor se poate face in doua variante:
paleta cauta o masina-unelata disponibila;
paleta circula pe un traseu anterior stabilit;
In prima varianta, robocarul RC ajunge in dreptul cititorului de cod CC al paletei (fig 2.2.2.6). Daca masina – unealta A nu este diponibila, el trece mai departe, spre urmatoarea masina – unealta. Daca insa, masina – unealta este diponibila, cititorul de cod CC va transmite codul paletei calculatorului de conducere a fabricatiei CCF. Acesta livreaza programul piesei echipamentului de comanda numerica ECN al masinii – unelte respective. Intre timp robocarul a ajuns la schimbatorul de palete SP atasat masinii – unelte. Schimbatorul de palete adduce paleta cu semifabricatul montat pe ea pe masa masinii – unelte A. Are loc prelucrarea piesei , prin comenzile pe care echipamentul le transmite masinii – unelte. Productivitatea acestei variante este buna dar calculatorul central de conducere a fabricatiei CCF trebuie sa inmagazineze programele de prelucrare pentru fiecare tip de piesa si pentru fiecare masina – unealta pe care trebuie sa prelucreze piesa.
Fig 2.2.2.6
In cea de a doua varianta, in care robocarul merge pe un traseu anterior stabilit, daca la un moment dat masina – unealta de pe traseul sau este ocupata, robocarul asteapta terminarea prelucarii si eliberarea masinii – unelte. In consecinta, productivitatea este mai mica fata de prima varianta, dar programele piesa sunt stocate nu in calculatorul central, ci in memoria echipamentului de comanda numerica al fiecarei masini – unelte.
Robocarul este un vehicul ghidat automatizat (AGV – Automated Guided Vehicle) destinat transportului si manipularii semifabricatelor, pieselor si sculelor. El poate avea unul sau doua posturi de incarcare pentru palete.
Miscarea de transport I (fig 2.2.2.7) se obtine de la un motor electric de curent continuu MCC, prin intermediul reductorului R, care roteste osia motoare a robocarului. Miscarea pe verticala – de exemplu a magazinului de scule MS montat pe platforma robocarului cu bucse de ghidare care intra in coloane de ghidare, se poate obtine de la un motor hidraulic MH. Modulul de rotatie MR (fig 2.2.2.8) inverseaza pozitiile paletelor P1 si P2 cu un lant cinematic antrebat de motorul electric ME3.
Fig 2.2.2.7
Fig 2.2.2.8
De la aceasta micarea de rotatie se transmite prin redcutorul R la angrenajul cilindric z2/z3, roata dintata z3 fiind solidara cu modulul de rotatie MR. Celelalte componente ale acestui lant cinematic sunt montate in platforma Pt, care se deplaseaza pe sine (miscarea I).
Modulul de rotatie MT se deplaseaza perpendicular pe planul figurii (miscarea IV) sub actiunea lantului cinematic constituit din motorul electric ME2, reductorul R, pinionul z1 si cremaliera Cr1 solidara cu modulul de translatie MT. Celelalte componente ale acestui lant cinematic sunt incorporate in modulul de rotatie MR.
Paletele P1 si P2 se deplaseaza perpendicular pe planul figurii (miscarea V) in sensuri inverse, sub actiunea lantului cinematic constituit din motorul electric ME1, al carui arbore are capete de iesire pe ambele parti ale statorului, reductoarele R, pinioanele z si cremalierele Cr.
Lungimea traseului liniar al robocarului poate fi de cateva zeci sau sute de metri si este parcursa cu viteze de 12…30 m/min.
Privind robocarul de jos in sus, acesta are trei roti pentru piese mici si usoare, patru roti pentru piese cu dimensiuni si greutati medii si sase pana laopt roti pentru piese mari, grele (fig 2.2.2.9)
Fig 2.2.2.9
2.2.3 ALEGEREA MOTOARELOR DE ACTIONARE A LANTURILOR CINEMATICE
Momentul rezitent aplicat pe arborele mesei rotative Mr
Mr = Md + Mf + Ms [Nm]
Unde :
Md – momentul dinamic provocat de fortele de inertie [Nm]
Mf – momentul de frecare in lagare [Nm]
Ms – momentul static provocat de masele adititonale
ω = 1 rad/s rad/s2
ta = 0,5 s
RMR – raza exterioara a mesei rotative [m]
mSfi – masa semiofabricatului [kg]
RSfi – raza de dipunere a semifabricatului in raport cu axa mesei rotative [m]
εMR – acceleratia/deceleratia maxima unghiulara a mesei rotative [rad/s]
ωMR – viteza unghiulara a mesei rotative [rad/s]
ta – timpii de acceleratie/franare a mesei rotative [s]
Mf = μL·(mMR + mSF)·g·RLr [Nm]
Mf = 0.009·(600+700)·9,81·0,12 = 13,77 [Nm]
RLr = 120 mm = 0,12 m
μL = coeficientul de frecare in lagare [0,008…0,009] (pentru lagare cu rulmenti)
g – acceleratia gravitationala [m/s2]; g = 9,81 [m/s2]
RLr – raza lagarului radial [m]
Ms = 0 pentru masa verticala
MR = 1288 + 13,77 = 1301,77 [Nm]
Calculul motorului electric de antrenare a mesei rotative
[kw]
nMR – turatia mesei rotative [rot/min]
η – randamentul lantului cinematic de antrenare a mesei rotative si se recomanda a fi η = 0,78…0,92
[rot/min]
η = 0,85
[kw]
Se alege motorul de curent alternativ Fanuc ac servo motor α series cu urmatoarele caracteristici:
putere: 2,1[kw]
moment de torsiune: 12 [Nm]
turatia maxima: 3000 [rot/min]
inertia rotorului GD2/4 : 0,0062 [kgm2]
greutate : 18 [kg]
2.3 PROIECTAREA ORGANOLOGICA
2.3.1 PROIECTAREA ANGRENAJULUI MELCAT CILINDRIC
Stabilirea numarului de dinti (inceputuri) z1 ai melcului si ai rotii melcate z2
Numarul de inceputuri ale melcului z1 trebuie ales incat pentru realizarea raportului de transmitere necesar, numarul de dinti ai rotii melcate sa fie cuprins intre valorile z2 = 27…80 dinti. Valoarea minima este determinata de scaderea accentuata a randamentului, iar cea maxima rezulta din considerente de gabarit si de majoare a distantei dintre reazemele melcului, ceea ce provoaca deformari sensibile ale acestuia si conduce la o angrenare defectuoasa.
In scopul usurarii alegerii numarului de dinti (inceputuri) ai melcului se recomanda folosirea tabelului 3
Tabelul 3
Alegerea numarului de dinti ai melcului
Numarul de dinti z2 ai rtoii melcate se determina cu relatia:
z2 = z1· i12
Distanta dintre axe
Distanta minima dintre axe se determina atat din conditia ca dantura rotii melcate sa reziste la oboseala la presiune hertziana de contact (pitting) cat si din considerent termic, avand in vedere faptul ca pierderile de putere in angrenajul melc – roata melcata sunt relative marisi deci apare o incalzire accentuate a angrenajului.
Relatia de calcul a distantei minime dintre axe din considerente de rezistenta a danturii.
;
unde:
z2 – numarul de dinti ai rotii melcate;
q – coeficientul diametral al melcului. Valoarea coeficientului diametral al melcului se estimeaza initial la o valoare intreaga cuprinsa intre 9…12
KH – factorul global al presiunii hertziene de contact
KH = 80000 pentru melc din otel si roata melcata din bronz laminat;
KA – factorul de utilizare
Mtr – momnetul de torsiune pe arborele rotii melcate;
σHlim – presiunea hertziana limita la oboseala
u – raportul numarului de dinti (u = i12)
Relatia de calcul a distantei minime dintre axe din considerent termic este:
unde:
Ppf – puterea pierduta prin frecare in reductorul melcat
Ppf = Pi (1-ηR)
in care η – randamentul total al reductorului;
c1 – coeficient care ia in consideratie pozitia relativa a melcului fata de roata melcata
c2 – coeficient care exprima influentsa ventilatorului care se monteaza pe arborele melcului si a nervurilor de racire existente pe carcasa ventilatorului
nm- turatia arborelui melcului;
mm
Pentru ca angrenajul melcat sa reziste in functionare, atat la uzare prin pitting, cat si la incalzire se alege valoarea cea mai mare a distantei dintre axe.
Modulul axial – mx
Modulul axial se determina din considerente geometrice:
;
se adopta mx = 4,5 mm
Calculul geometric al angrenajului melcat cilindric
unghiul de panta al elicei de referinta – γ01
unghiul de presiune de referinta se adopta conform STAS 6845-82
pentru melc arhimedic (ZA) α0x = 20o = αx
coeficientul frontal al deplasarii de profil a danturii rotii melcate
se recomanda conform ISO
diametrul de referinta al melcului – d01
d01 = mx·q
d01 = 4,5 · 11=49,5mm
diametrul de referinta al rotii melcate – d02 (in plan median)
d02 = mx·· z2
d02 = 4.5·35=157,5mm
diametrul de divizare (de rostogolire) al melcului – d1
d1 = d01 + 2mx·xt2
d1 = 49,5+9·0,11 = 50.5mm
dimetrul de divizare (de rostogolire) al rotii melcate – d2
d2 = d02 =157,5mm
diametrele de picior df1 si df2 (df2 in plan median)
df1 = d01 – 2(h*0a+ c*0 )·mx = d01 – 2h*0f·mx
df1 = 49,5 – 2·(1+ 0,2)·4,5 = 38,7mm
df2 = d02 – 2(h*0a + c*0 – xt2)·mx
df2 = 157,5 – 2( 1+0,2 – 0,11) = 147,2mm
diametrele de cap da1 si da2 (da2 – in plan median )
da1 = d01 = 2h*0a·mx
da1 = 49,5 + 2·4.5 = 58,5mm
da2 = d02 + 2(h*0a + xt2)·mx
da2 = 157,5 + (2 + 0,11)·4,5 = 159,5mm
inaltimea capului de referinta (la melc) h0a
h0a = h*0a · mx
h0a = 1 · 4,5 = 4,5mm
inaltimea piciorului de referinta (la melc) h0f
hof = h*of · mx
hof = 1,2 · 4,5 = 5,4mm
inaltimea dintelui de roata la melc si roata h
h = ho = h0a + hof
h = 5,4 + 4,5 = 9,9mm
pasul axial al melcului px
px = π · mx
px = π · 4,5 = 14,1mm
pasul elicei melcului pz
pz = π · z1 · mx
pz = π · 1 · 4,5 = 14,1mm
diametrul exterior al rotii melcate de2
de2 = da2 + 6mx/(z1 + 2)
de2 = 159,5 + 6 · 4,5/(1 + 2) = 168,5mm
raza de curbura a suprafetei de varf a rotii melcate re2
re2 = mx(q/2 – h*0a)
re2 = 4,5(5,5 – 1) = 20,25mm
latimea coroanei rotii melcate b2
b2 < 0,75da1 cand z1 = 1 sau 2
b2 = 41
unghiul coroanei rotii melcate 2θ2
lungimea melcului L1
L1 = (11 + 0,06 · z2)mx + 25
L1 = (11 + 0,06 · 35)4,5 + 25 = 84mm
unghiul de panta al elicei de divizare γ1
unghiul de inclinare al dintilor rotii melcate pe diametrul de divizare β2
β2 = γ1
numarul de dinti ai rotii echiivalente rotii melcate zn2
dinti
gradul de acoperire in plan frontal ε
distanta minima dintre axe la limita subtaierii dintilor rotii melcate amin12
amin12 = 0,5(da2 + d02 · cos2 αx
amin12 = 0,5(58,5 + 157,5 · cos220 = 98,7mm
distanta maxima dintre axe la limita ascutirii dintilor rotii melcate amax12
amax12 = mx(0,55 · z2 – 0,64 – 0,024 · αx) + da1/2
amax12 = 4,5(0,55 · 35 – 0,64 – 0,024 · 20) + 29,25 = 110,8mm
Relatii de calcul pentru verificarea dimensionala a danturii melcului si rotii melcate
arcul de referinta axial al dintelui melcului s0x1
sox1 = π · mx/2
sox1 = π · 4,5/2 = 7,06
arcul de referinta normal al dintelui s0n1
son1 = s0x1 · cos · γ01
s0n1 = 7,06 · cos · 5,7 = 7,025
coarda de referinta normala a dintelui melcului
inaltimea la coarda de referinta normala melcului h0n1
arcul de divizare frontal al dintelui rotii melcate st2
coarda de divizare frontala a dintelui rotii melcate
inaltimea la coarda de divizare a dintelui rotii melcate
Calculul vitrezei de alunecare dintre flancurile danrurii melcului si a rotii melcate
viteza tangentiala la cilindrul de referinta al melcului vtw
viteza de alunecare dintre spirele melcului si flancurile dintilor rotii melcate va1
Calculul fortelor din angrenajul melcat cilindric
fortele tangentiale Ft1 si Ft2
fortele radiale Fr1 si Fr2
Fr1 = Fr2 = Ft2 · tgαx
Fr1 = Fr2 = 15652 · tg20 =5696,8N
fortele axiale Fa1 si Fa2
Fa1 = Ft2 = 15652N
Fa2 = Ft1 = 3304N
forta normala pe dinte Fn1 si Fn2
Verificarea de rezistenta a danturii angrenajului melcat cilindric
verificarea la oboseala prin incovoiere a piciorului dintelui
unde:
in care:
σF2 – tensiunea de incovoiere la oboseala la piciorul dintelui;
FtF2 – forta reala tangentiala la cercul de divizare al rotii melcate;σ
FtF2 = Ft2KAKVKFαKFβ
Ft2 – forta nominala tangentiala la cercul de divizare al rotii melcate
KA – factorul de utilizare;
KV – factorul dinamic;
KFα – factorul repartitiei frontale a sarcinii;
KFβ – factorul derepartitie a sarcinii pe latimea danturii;
b2 – latimea danturii rotii melcate;
mx – modulul axial al danturii;
γ1 – unghiul elicei de divizare;
YF2 – factorul de forma al dintelui;
Yε – factorul gradului de acoperire;
Yβ – factorul inclinarii danturii;
σFP2 – tensiunea admisibila la oboseala prin incovoiere la piciorul dintelui
σFlim2 – rezistenta limita la rupere prin oboseala la piciorul dintelui
YN2 – factorul numarului de cicluri de functionare
Ys2 – factorul concentratorului de tensiune din zona de racordare a piciorului dintelui
Yx – factorul de dimensiune
verificarea la presiune hertziana in cazul solicitarii la oboseala a flancurilor dintilor
unde:
in care:
ZE – factorul modulului de elasticitate al materialelor
ZH – factorul zonei de contact
Zε – factorul gradului de acoperire
Zβ – factorul inclinarii dintilor
FtH2 – forta reala tangentiala la cercul de divizare al rotii melcate
KHα – factorul repartitiei frontale a sarcinii
KHβ – factorul de repartitiei a sarcinii pe latimea danturii
d2 – diametrul cercului de divizare al rotii mecate
d1 – diametrul cilindrului de divizare al melcului
γ1 – unghiul de panta al elicei de divizare
2θ2 – unghiul coroanei rotii melcate
σHP2 – tensiunea hertziana admisibila la solicitarea de oboseala a flancurilor dintilor
σHlim2 – rezistenta limita la oboseala superficiala de contact a flancurilor dintilor
SHP –factorul de siguranta la pitting
ZR2 – factorul rugozitatii flsncurilor dintilor
ZW – factorul raportului duritatii flancurilor
ZV – factorul influentei vitezei periferice a rotii
ZN2 – factorul numarului de cicluri de functionare
αn – unghiul de presiune normal
μ – coeficientul de frecare dintre flancurile danturii melcului si rotii melcate
2.3.2 PROIECTAREA ANGRENAJULUI CILINDRIC EXTERIOR CU DINTI DREPTI
Distanta dintre axe
unde:
KH – factorul global al presiunii hertziene de contact
KA – factorul de utilizare
Mtp – momentul de torsiune pe arborele pinionului
ψd = b/d – raportul dintre latimea danturii si diametrul de divizare al pinionului
σHlim – rezistenta la pitting, presiunea hertziana limita la oboseala
u – raportul numarului de dinti
Modulul danturii rotilor dintate
unde:
KF – factorul global al tensiunii de la piciorul dintelui
a12 – distanta dintre axe standardizata
σFlim – rezistenta limita de rupere prin oboseala la piciorul dintelui
Calculul numarului de dinti ai rotilor dintate
Distanta de referinta dintre axe
Calculul geometric al angrenajului cilindrului exterior cu dinti drepti
elementele cremalierei de referinta
α0 =20o – unghiul profilului de referinta
h0a* = 1 – coeficientul inaltimii capului de referinta
h0f* = 1,25 – coeficientul inaltimii piciorului de referinta
c0* = 0,25 – jocul de referinta la picior
h0a = m · hoa* = 4 · 1 = 4mm
h0f = m · hof* = 4 · 1,25 = 5mm
ho = m(hoa* + hof*) = 9mm
c0 = m · co* = 1mm
p0 = π · m = 12,56mm
eo = s0 = p0/2 = 6,28mm
Calculul coeficientilor deplasarilor specifice ale danturii
unghiul de rostogolire
suma coeficientilor deplasarilor specifice ale danturii rotilor
Elementele geometrice ale angrenajului
diametrele de divizare d1 si d2
diametrele de baza db1 si db2
diametrele de rostogolire dw1 si dw2
diametrele de picior df1 si df2
diametrele de cap da1 si da2
inaltimea dintilor h1 si h2
unghiul de presiune la capul dintelui αa1 si αa2
arcul dintelui pe cercul de cap sa1 si sa2
gradul de acoperire εα
Relatii de calcul pentru verificarea dimensionala a danturii rotilor dintate
numarul de dinti peste care se masoara lungimea WN
lungimea (cota) peste N dinti WN
arcul dintelui pe cercul de divizare s
coarda de divizare a dintelui
inaltimea la coarda de divizare
coarda constanta a dintelui
inaltimea la coarda constanta
Calculul fortelor din angrenajul cilindric cu dinti drepti
fortele tangentiale Ft1 si Ft2
fortele radiale Fr1 si Fr2
forta normala pe flancul dintelui Fn
Verificarea de rezistenta a danturii angrenajului cilindric cu dinti drepti
verificare la oboseala prin invovoiere a piciorului dintelui
unde :
unde :
σF1,2 – tensiunea de incovoiere la oboseala la piciorul dintelui
FtF1,2 – forta reala tangentiala la cercul de divizare
Ft1,2 – forta nominala tangentiala la cercul de divizare
KA – factorul de utilizare
KV – factorul dinamic
KFα – factorul repartitiei frontale a sarcinii
KFβ – factorul de repartitie a sarcinii pe latimea daanturii
b1,2 – latimea danturii rotilor
m – modulul danturii
YF – factorul de forma al dintelui
Yε – factorul gradului de acoperire
σFP1,2 – tensiunea admisibila la oboseala prin incovoiere la piciorul dintelui
σFlim1,2 – rezistenta limita de rupere prin oboseala la piciorul dintelui
SFP – factorul de siguranta la rupere prin oboseala la piciorul dintelui
YN1,2 – factorul numarului de cicluri de functionare
YS1,2 – factorul concentratorului de tensiune din zona de racordare a piciorului dintelui
YX – factorul de dimensiune
verificarea la presiunea hertziana in cazul solicitarii la oboseala a flancurilor dintilor
unde:
ZE – factorul modulului de elasticitate al materialului
ZH – factorul zonei de contact
Zε – factorul gradului de acoperire
KHα – factorul reapartitiei frontale a sarcinii
KHβ – factorul de repartitie a sarcinii pe latimea danturii
b2 – latimea minima de contact a danturii
d1 – diametrul cercului de divizare
u – raportul numarului de dinti (z2/z1)
σHP1,2 – tensiunea hertziana admisibila la solicitarea de oboseala a flancurilor dintilor
SHP – factorul de siguranta la pitting
σHlim1,2 – rezistenta limita la oboseala superficiala de contact a flancurilor dintilor
ZR1,2 – factorul rugozitatii flancurilor dintilor
ZW – factorul raportului duritatii flancurilor
ZL – factorul influentei ungerii
ZV – factorul influentei vitezei periferice a rotilor
ZN1,2 – factorul numarului de cicluri de functionare
Verificarea penelor
pana de pe arborele I:
– verificarea la presiunea de contact (strivire):
unde:
Mt – momentul de torsiune;
h – inaltimea penei paralele, h = 10 mm;
l – lungimea penei paralele, l = 75 mm;
d – diametrul arborelui in dreptul penei paralele, d = 26 mm;
pac – presiunea admisibila de contact;
– verificarea la forfecare:
unde:
b – latimea penei paralele, b = 16 mm;
af – efortul admisibil la forfecare;
– verificarea canelurilor
– calculul de verificare la strivire:
unde: MtI – momentul de torsiune la nivelul arborelui I;
z – numarul de caneluri, z = 6;
D – diametrul exterior al canelurilor, D = 35 mm;
d – diametrul interior al canelurilor, d = 31 mm;
j – jocul dintre butuc si arbore, j = 0,1 mm;
l – lungimea in contact a canelurilor, l = 35 mm;
dm – diametrul mediu al canelurilor, dm = 33 mm;
pac – presiunea admisibila de contact a materialului arborelui canelat, materialul
arborelui canelat este 41MoCr 11 avind pac = 650 N/mm2;
– calculul de verificare la forfecare:
unde:
b – latimea canelurii, b = 7,5 mm;
af – efortul admisibil la forfecare, pentru materialul arborelui 41MoCr 11 avem
af = 304 N/mm2;
– calculul motoarelor hidraulice
Proiectantul de instalatii hidraulice dispune in faza initiala de urmatoarele informatii si marimi ce se considera ca fiind cunoscute: pozitia si modul de lucru, matimea cursei, viteza de deplasare medie. Pe baza acestora, pentru proiectarea unui motor sau veificarea unuia deja existent trebuiesc determinate: presiunea de lucru, debitul necesar diametrul pistonului, diametrul tijei.
Principalele relatii de calcul de care se dispune pentru calcule sunt:
In relatiile de mai sus s-a notat:
p – presiunea de lucru la motor
D – diametrul pistonului
v – viteza de deplasare
Qm – debitul la motor
F – forta rezistenta
Se cunosc F, v si D si trebuie determinate: p, Q, si d
2.4.Magazinul de scule de tip disc
Magazinul de scule este ansamblul in care sunt depozitate, codificat, toate sculele necesare prelucarii unei anumite piese.
Spre deosebire de capul revolver, magazinul de scule nu participa la prelucrare , deci nu sufera influente din partea reactiunilor sau fortelor de aschiere, fiind dimnesionat conform cu capacitarea de inmagazinare (numarul si gabaritul maxim admis pentru scule aschietoare).
Dupa forma geometrica a magazinului de scule se deosebesc:
magazine de scule tip disc
magazine de scule tip transportor cu lant
Fig. 2.4.1
Magazinul de scule tip disc poate avea sculele dispuse axial sau radial. Axele sculelor din magazine sunt paralele axei magazinului in primul caz, respectiv perpendiculare pe axa magazinului de scule in al doilea caz.(fig 2.4.1)
Mai rar axele sculelor sunt inclinate fata de axa magazinului de scule.
Capacitatea magazinelor de scule mici este de 7-15 scule, masa unei scule fiind de 3-15kg. Timpul mediu de transfer al unei scule este de 2-3 secunde, timpul de accelerare si franare 0,1-0,3 secunde, iar puterea motorului electric de antrenare este de 1-2 kW.
Magazinele medii de scule au 16-32 scule, masa unei scule fiind de 10-20kg. timpul mediu de transfer al unei scule este de 3-5 secunde, timpul de accelerare si franre este de 0,4-0,6 secunde, iar puterea motorului electric de antrenare este de 2-15 kW.
Magazinul de scule tip transportor cu lant poate avea sculele dispuse axial sau radial.(fig 2.4.2)
Fig. 2.4.2
Magazinul mediu de scule are pana la 60 de scule cu diametrul maxim al sculei de 150-300 mm si masa de 10-20 kg. timpul de transfer al unei scule este de 2-3 secunde, timpul de accelerare si franare este de 0,2-0,4 secunde.
Viteza lantului este de 6-10 m/min, dimetrul de divizare la roata de lant motoare este de 300-500 mm iar pasul lantului este de 200-400 mm.
Magzinul mare de scule are pana la 120 se scule cu diametrul maxim de 200-400 mm si masa de 15-30 kg. Timpul de transfer al unei scule este de 3-6 secunde, timpul de accelerare si franare fiind de 0,3-0,6 secunde. Viteza lantului este de 10-20 m/min, pasul lantului este de 300-500 mm, iar diametrul de divizare la roata motoare este de 600-700 mm.
La ambele tipuri de magazine randamentul este 0,8.
Turatia magazinelor de tip disc, din motive dinamice nu poate depasi 10 rot/min.
Pentru determinarea capacitatii magazinelor de tip disc se poate utilize urmatoarea relatie:
N = πD/p
unde:
D – diametrul cercului purtator al centrelor sculelor;
p – pasul de asezare al sculeor
Aria delimitate de linia purtatoare a centrelor sculelor este:
Aceasta arie, precum si greutatea si momentul de inertie al magazinului de scule, cresc parabolic cu capacitatea de incarcare N, precum si cu planul de asezare al sculelor P, care la randul sau depinde de gabaritul maxim al sculei.
Importanta pentru magazinele de tip disc este asezarea acestora in raport cu planul de lucru al arborelui principal.
Planul de lucru al unui centru de prelucrare este definit ca fiind planul ce contine suprafata generata, in cazul frezarii sau normal pe suprafata generate in cazul gauririi sau alezarii.
Planul normal pe directia de scoatere/introducere a sculei din/in magazine este denumit planul magazinului de scule.
Planul de lucru si planul magazinului pot avea diverse pozitii in spatiu determinate de parametrii e,a si α care reprezinta:
e – distanta dintre punctul de lucru si punctual de schimb;
a – distanta dintre punctual de luncru si punctul de schimb;
α – unghiul de inclinare dintre cele doua plane, deosebindu-se urmatoarele situatii descrise in figura de mai jos.
cele doua plane coincid, punctele de lucru do de schimb la distanta e (e; a=0; α=0)
cele doua plane sunt paralele la distanta a, punctele de lucru si de schimb fiind coaxiale (e=0; a; α=0)
planele sunt inclinate de unghi α, punctele de lucru si de schimb fiind coaxiale (e=0; a;α)
planele de lucru sunt inclinate de unghi α, punctele de lucru nu sunt coaxiale.
Una din solutiile clasice folosite in constructia centrelor de prelucrare cu magazine de scule tip disc cu scule dispuse radial este cea din figura 2.4.3
Fig. 2.4.3
Magazinul este cu axa discului verticala, arborele principal AP avand axa orizontala. Miscarile necesare schimbarii sculei S1 din arborele principal cu scula S2 din magazin sunt urmatoarele:
miscarea de rotatie I a magazinului de scule in jurul propriei axe, pentru a adduce scula dorita, S2 in postul de schimb;
deplasarea axiala II a mainii mecanice M spre stanga care realizeaza scoaterea celor doua scule din arborele principal, respectiv din magazin;
rotirea cu 180o (miscarea III) a mainii mecanice in vederea inversarii pozitiilor ocupate de sculel S1 si S2;
deplasarea axiala a mainii mecanice spre dreapta, in vederea introducerii sculelor S1 si S2 in magazine respectiv in arborele principal. Scula S1 poate fii introdusa in magazine in locasul in care fusese ea initial (ceea ce presupune o noua roatatie a magazinului in jurul propriei axe in timpul desfasurarii ciclului descries mai sus) sau in locasul in care fusese introdusa scula S2. Rezolvarea acestei probleme depinde de modul in care se face codificarea pe scula sau pe locasul ei.
In figura 2.4.4 este prezentat un magazin de scule tip disc cu axele sculelor verticale.
Interesant la acest magazine este modul de antrenare: melcul 1 angreneaza direct cu cozile 2 ale locasurilor sculelor.
Fig. 2.4.4
In figura 2.4.5 este prezentat un magazin de scule tip disc multicircular, de mare capacitate.
Fig. 2.4.5
Pe discul 1 sunt dispuse, la raze diferite si in pozitii unghiulare diferite, locasurile 2 ale portsculelor PS. La o raza mare pe disc se afla suportii 3, sub forma de prisme in V, cu care se face indexarea cu ajutorul fixatorului 5. Magazinul este montat pe o sanie, impreuna cu extractorul sculelor din locasurile lor.
In figura 2.4.6 este prezentat un magazin de scule multietajat. El este folosit in constructia unor centre de prelucrare prin strunjire. In principal el este constituit dintr-un tambur 1 care primeste miscarea de rotatie prin intermediul unei roti dintate 2.
Fig. 2.4.6
Capacitatea de incarcare a magazinului creste daca sculele sunt asezate tangential (fig b)
In acest caz diametrul purtator al centrelor cercurilor de diametru d maxim al sculei este :
D0=D+2·l·cosα
In care l este lungimea sculei cuprinsa cercurile cu diametrele D, respectiv D0, astel incat capacitatea de incarcare este:
unde:
H – inaltimea magazinului
p – distanta intre doua etaje consecutive ale magazinului.
Un magazin de scule de mare capacitate este cel din figura 2.4.7
Fig. 2.4.7
La acest magazine tamburul 2 poarta sculele diapuse in lungul unei elice. Rotirea tamburului 2 se realizeaza cu un angrenaj melc-roata melcata z1/z2; axul tubular canelat al rotii melcate transmite miscarea de rotatie axului 5 iar acesta tamburului cu scule 2.
Pentru ca inaltimea postului de schimb sa fie aceeasi pentru toate sculele dispuse pe elicea tamburului 2, pe tamburul interior fix 4 este realizata o elice cu acelasi pas, in care patrund rolele montate pe axele 6. In acest fel, miscarea de rotatie a tamburului 2 este insotita de miscarea sa de translatie verticala, ceea ce face ca inaltimea postului de schimb sa ramana constanta.
Daca H este inaltimea tamburului, iar p pasul celor doua elice, capacitatea de incarcare a magazinului este:
Mgazinul de scule se remarca prin aceea ca, in scopul maririi capacitatii de depozitare a sculelor, este echipat cu un disc rotativ 1, pe care se afla patru tamburi cu scule 2.
Pe periferia acestora sunt dipuse locasuri in care se introduc bucsele intermediare 4, in care se monteaza scule cu caoda conica.
Tamburul 2 se introduce liber pe bucsa 3, asezandu-se pe gulerul din partea inferioara a acesteia. Rotirea taburului 2 cu bucsele intermediare portscule 3 se realizeaza prin intermediul mecanismului cu cruce de Malta, format din discul 5 si boltul 6 al carui brat este solidar cu bratul 7 al tamburului. Miscarea de roatatie a axului se transmite tamburului, astfel ca acesta se va roti, aducand scula urmatoare in postul de schimb, in care este preluata de mecanismul de transfer 8.
Schimbarea tabmburilor, in vederea reincarcarii lor se realizeaza normal; timpul necesar reincarcarii tamburului se cu scule, fiind suprapus cu timpul de aschiere al centrului de prelucrare, imbunatatindu-se considerabil coeficeintul de utilizare al masinii.
Daca se noteaza cu d diametrul maxim al sculei ce poate fii incarcata in magazin, cu diametrul cercului purtator al centrelor bucsele de pe tambur, si cu D0 diametrul cercului purtator al centrelor tamburilor de pe axul rotativ 1, capacitatea de incarcare a unui tambur este:
iar numarul tamburilor este:
astfel incat capacitatea de incarcare a magazinului este:
In aceste relatii a,b reprezinta distantele: dintre doua scule de pe acelasi tambur, respectiv dintre doi tamburi vecini.
2.4.1.IDENTIFICAREA SCULELOR DIN MAGAZINUL DE SCULE
Identificarea sculeor din magazine se poate face:
pe coada portsculei;
pe locasul magazinului de scule;
cu etichete electronice montate pe portscula;
cu treaductor rotativ montat pe roata de lant motoare;
Identificarea sculelor pe coada portsculei
Pe coada portsculei se monteaza un patru inele de cod care se aleg din urmatoarele patru tipuri de inele (fig. 2.4.1.1)
frezat sus si jos, inel care nu anclanseaza limitatorul de cursa electric LC nici in partea de sus nici in partea de jos
frezat sus, care anclanseaza numai limitatorul de cursa electric LC din cititorul de cod, numai din portiunea de jos
frezat jos, care anclaseaza numai limitatorul de cursa electric LC din cititorul de cod numai portiunea de sus
nefrezat (circular), care anclanseaza limitatoarele de cursa electrice din cititorul de cod si de sus si de jos
In cititorul de cod, patru limitatoare de cursa electrice LC codifica in codul binar natural pe rangurile 23, 22 , 21 si 20 rangul zecimal 101 in portiunea de sus a inelului,si alte patru limitatoare de cursa electrice LC codifica in binar natural pe rangurile binare 23, 22, 21, 20 rangul zecimal 100 in portiunea de jos a inelului.
In figura b este prezentata portiunea din coada portsculei pe care se codifica scula cu numarul 28, adresata in program ptrin functia T28.
Fig 2.4.1.1
Cand portscula trece cu inelele de cod prin dreptul limitatoarelor de cursa ale cititorului de cod, portiunile frezate ale inelelor nu anclanseaza limitatoarele de cursa, care nu emit tensiune (nivel logic zero – absenta semnalului electric), iar portiunile nefrezate ale inelelor anclanseaza limitatoarele de cursa, care emit semnal electric (nivel logic 1 – prezenta semnalului electric).
Avantajele acestei variante sunt:
muncitorul poate introduce oriceportscula in orice locas al magazinului de scule;
mecanismul de transfer poate introduce scula folosita in orice locas liber din magazinul de scule. Aceasta simplifica ciclul de rotire al magazinului de scule.
Dezavantajele acestei variante sunt:
muncitorul care introduce inele pe coada portsculei trebuie sa aiba grija sa nu greseasca mmontajul inelelor de cod;
creste greutatea si gabaritul fiecarei portscule cu lungimea necesara montarii inelelor de cod;
trebuie codificate, de catre beneficiarul masinii, mii sau zeci de mii de portscule pe intreaga durata de viata a centrului de prelucrare.
Identificarea sculei pe locasul magazinului de scule
Pe spatele magazinului de scule (fig 2.4.1.2).Codificarea se face pe 8 piste circulare pentru cel mult 32 de locasuri de scule din magazine astfel:
pista exterioara este pista de tact sau de sincronizare, care nu contribuie la codificarea locaselor, ci determina oprirea magazinului de scule pe axa de simetrie a respectivului locas;
urmatoarele patru piste codifica pe patru ranguri binare (23, 22, 21, 20)rangul zecimal 100 al numarului locasului de scule;
alte doua piste codifica pe doua ranguri binare (22, 21) rangul zecimal 101 al numarului locasului de scule;
pista interioara realizeaza, ca si bada perforata in codul ISO, controlul de paritate: indifferent care ar fi numarul locasului de scula, numarul de opritoare metalice folosite pentru codificare pe pistele 2-7 trebuie sa fie par.
Fig. 2.4.1.2
Avantajele acestei variante sunt:
se codifica o singura data pentru intreaga durata de viata a centrului de prelucrare, de catre producatorul masinii, catreva zeci de locasuri in loc sa se codifice mii sau zeci de mii de catre beneficiarul masinii;
gabaritul, greutatea si costul portsculelor sunt mai mici decat in prima varianta
Dezavantajele acestei variante sunt:
mecanismul de transfer trebuie sa introduca scula folosita exact in locasul din care ea a fost scoasa anterior;
muncitorul trebuie sa introduca scula exact in locasul pe care l-a dorit programatorul in lista de scule;
Etichete electronice pe portscula
In principal aceasta varianta se aseamana cu prima varianta de identificare a sculei.
Pe coada portsculei se introduce etichete electronice pe care, printr-un cod de bare, se codifica numarul portsculei (fig 2.4.1.3)
Fig. 2.4.1.3
Un cod se numeste ponderat, daca valoarea cifrei zecimale codificate 0-9 este suma algebrica a produselor dintre cifrele binare ai (0 sau 1) si ponderile pi atribuite respectivelor ranguri binare (1-2-4-7-0).
Codul mnetionatr este de tipul “2 din 5”: din cele cinci ranguri binare cifra1 este folosita exact de doua ori. Cu exceptia cifrei zecimale 0, toate celelate cifre zecimale sunt ponderate 1-2-4-7-0. Cifrei zecimale 0 I s-a atribuit ultima din cele zece combinatii posibile de tioul “2 din 5” fara ca ea sa fie ponderata 1-2-4-7-0.
Traductor rotativ pe arborele rotii de lant motoare
Pe arborele II al rotii de lant motoare RL se monteaza un traductor rotativ TR, care emite un impuls pentru fiecare locas de portscula al lantului L. Roata de lant este antrenata in miscare de rotatie de catre motorul electric de curent continuu MCC, prin intermediul angrenajului melc roata melcata z1/z2. Gestiunea sculelor din magazine este tinuta de aceea parte a memoriei echipamentului de comanda numerica, special destinata, care memoreaza impulsurile primate de la traductorul rotativ TR. Principial, aceasta varianta se aseamana cu cea de-a doua varianta de identificare a portsculei din magazine.
2.4.2.Calculul magazinului de scule
Pentru magazinul de scule se cunosc:
numarul de scule N=16 scule
diametrul portsculei Φmax=108 mm
masa portsculei mps = 0,5kg
tmipul de schimbare ts = 10s
Predimensionarea magazinului de scule
Calculul diametrului cercului de dispunere a sculelor:
unde:
L – lungimea cercului de dipunere a sculelor
Unghiul de dipunere a sculelor in magazin:
Diametrul exterior maxim al discului:
Viteza de rotire a magazinului
Timpul de aducere a sculei alaturate
Alegerea motorului electric
Puterea necesara actionarii magazinului:
unde:
Ft – rezultanta fortelor ce actioneaza asupra magazinului
V – viteza de rotire a magazinului
unde:
Ff – forta de frecare
Fi – forta de inertie
m – masa totala a magazinului
mm – masa magazinului fara celelalte componente montate
ms – masa sculei
N – numarul de scule din magazin
a – acceleratia magazinului de scule
t0 – timpul pentru reducerea fortei de inertie
g – acceleratia gravitationala
2.5 CERCETAREA MASINILOR SI SITEMELOR DE PRODUCTIE
2.5.1.Tipizarea si modularizarea masinilor-unelte
Tipizarea a aparut in constructia de masini-unelte, ca o cerinta a variatiei dimensiunilor pieselor prelucrate pe una si aceeasi masina. Exemplul clasic este cel al strungului universal, care poate fi livrat, la cererea clientului, cu batiul având lungimea, de exemplu, de la 1000 mm pâna la 4000 mm, din 500 in 500 mm.
In acest caz foarte simplu, tipizarea se refera de fapt numai la batiul masinii, restul acesteia, cutia de viteze, de avansuri, caruciorul si papusa mobila ramânând aceleasi. Tipizarea a fost impusa in acest caz de beneficiar si a avut ca urmare micsorarea costului si a timpului de livrare, deoarece pentru un strung de lungime mai mare decât tipul de baza sunt necesare, in plus, numai proiectarea si prelucrarea noului batiu.
La realizarea unei masini-unelte noi sau la modernizarea uneia existente trebuie sa se urmareasca nu numai cresterea performantelor tehnice ale acesteia, ci si obtinerea unei reduceri maxime al volumului de munca, a consumurilor materiale, de timp si de mijloace pentru fabricarea ei.
Analiza elementelor componente ale masinilor-unelte prezinta doua mari categorii de incadrare a acestora, respectiv:
elemente componente originale, specifice tipodimensiunii respective a masinii, ale caror caracteristici tehnice si economice sunt deficitare (consum mare de timp si cheltuieli pentru proiectare, pregatire tehnologica si executie de S.D.V-uri, productivitate scazuta si pret de cost ridicat al fabricatiei);
elemente componente care se repeta si la alte tipuri de masini-unelte sau la alte tipodimensiuni ale aceleiasi grupe de masini. Daca pentru aceasta categorie de elemente, printr-o modernizare a formei constructive, a caracteristicilor functionale, tehnologice si dimensionale etc., se realizeaza o identificare a formelor si dimensiunilor va rezulta grupa elementelor „unificate", cu caracteristici, in special economice, superioare celor din prima categorie. Realizarea la o anumita scara a modernizarii si apropierii formelor constructive si dimensiunilor subansamblurilor componente ale masinilor-unelte se incadreaza in actiunea de tipizare-unificare a constructiei acestora.
Metoda de realizare a masinilor-unelte dupa principiul tipizarii presupune utilizarea pe scara larga a elementelor a caror fabricare a fost deja asimilata in productie, iar realizarea acestora dupa principiul unificarii constructive presupune ca, inca din faza de concepere a masinii, sa se aiba in vedere valorificarea lor si la alte masini.
Tipizarea si unificarea sunt impuse la realizarea masinilor-unelte de urmatorii factori:
necesitatea realizarii unei diversitati mari de masini-unelte;
necesitatea optimizarii tehnologiilor de fabricatie;
cresterea eficientei economice a intregii activitati de realizare a masinilor-unelte;
simplificarea muncii de conceptie tehnico-inginereasca, in conditiile aparitiei unor masini-unelte de complexitate tot mai mare;
cresterea capacitatii de rezolvare a problemelor tehnice de catre specialisti, prin preluarea si refolosirea unor solutii tehnice aplicate anterior, ale caror utilitate si eficienta au fost dovedite.
Formele sub care se realizeaza tipizarea in domeniul masinilor-unelte sunt:
ordonarea sirurilor de parametri principali;
unificarea constructiva a subansamblurilor si a unora din piesele principale in cadrul seriilor unitare si al familiilor de masini;
construirea diferitelor tipuri de masini-unelte derivate, pornind de la o singura baza convertibila cu care sunt inrudite constructiv etc.;
aplicarea conceptiei modulare;
construirea masinilor-unelte agregat prin utilizarea capetelor de forta unificate etc.
Elaborarea schemei de tipizare cuprinde doua etape, respectiv:
etapa initiala, in cadrul careia se realizeaza o prima sistematizare a tipodimensiunilor si variantelor de masini;
studiul tehnico-economic, in cadrul caruia sunt aprofundate si completate solutiile din studiul initial referitoare la:
definitivarea parametrilor principali dupa seria numerelor normale;
definitivarea componentei masinilor-unelte pe categorii de componente;
predarea subansamblurilor ce pot intra in componenta mai multor masini de tipodimensiuni diferite;
stabilirea tehnologiilor de fabricatie etc.
Gradul de tipizare al masinilor-unelte poate fi estimat in urmatoarele moduri:
prin coeficientii de tipizare dupa numar de piese, masa, manopera prelucrare, folosire etc., care reflecta insa unilateral gradul de tipizare al produselor;
prin indicatorul complex de tipizare definit si costul intregului produs.
Tipizarea se poate realiza prin:
combinarea posibilitatilor constructive si functionale ale subansamblurilor principale in vederea obtinerii diferitelor variante constructive ale acestor masini;
modificari dimensionale ale pieselor turnate (batiu, montant) in conditiile pastrarii unui modul de baza, la care se adauga tronsoane de diferite marimi.
Avantajele principale ale aplicarii principiului tipizarii in constructia masinilor-unelte sunt:
folosirea unor solutii constructive optime, aplicate si verificate anterior;
utilizarea desenelor existente ale reperelor cu acelasi scop functional;
reducerea volumului si termenelor lucrarilor proiectantilor si tehnologilor;
reducerea cheltuielilor pentru fabricarea masinii-unelte etc.
Principalele efecte economice rezultate din aplicarea principiului tipizarii sunt:
reducerea cheltuielilor de proiectare, efectul economic putând fi calculat cu expresia:
Eep=n(t1C1–t2C2)
in care: n reprezinta numarul de piese proiectate in solutii tipizate;
t1 si t2 – reprezinta normele de timp de proiectare, inainte si dupa tipizare,
C1 si C2 – costul orei-norma de proiectare a pieselor tipizate si netipizate. Pentru determinarea acestui indicator al efectului economic se mai poate utiliza si relatia:
Eep = kΣ (Dp Cp) ,
in care:
k este un coeficient ce tine cont de timpul necesar justificarii folosirii pieselor, alegerii si multiplicarii documentatiei tehnice (k=0,5),
Dp – numarul de desene imprumutate,
Cp – costul de executie a unui format de desen.
reducerea cheltuielilor pentru elaborarea tehnologiei de executie;
reducerea cheltuielilor de fabricatie etc.
Aplicarea principiului tipizarii in constructia de masini-unelte prezinta insa si unele dezavantaje, cum ar fi:
posibilitatea de aplicare restrânsa, in general in cadrul productiei de masa si serie mare in intreprinderi specializate;
restrângerea sortimentelor de materiale, semifabricate, masini si aparate care insa, indirect, conduc la cresterea eficientei economice a productiei in alte sectoare, cum ar fi: industria metalurgica, industria constructiilor de masini etc.
Ulterior, se pare ca tipizarea unor subansambluri a fost folosita de producatorii de masini-unelte in scopul de a furniza masini mai ieftine decât firmele concurente. Dar tipizarea unor subansambluri poate avea si o justificare tehnica. Astfel, pe baza unei experiente indelungate se poate ajunge la perfectionarea unui subansamblu, prin proiectare si tehnologie corespunzatoare. Astfel, se pot realiza ansambluri cu aceleasi functii si cu aceleasi solutii de principiu, dar cu o gama de dimensiuni diferita.
Principiul conceptiei modulare reprezinta o dezvoltare a principiului unificarii si consta in folosirea de subansambluri (module) unificate constructiv, combinate astfel incât sa formeze variante de masini-unelte adaptate unor conditii de lucru diverse. Modulele sunt in general interschimbabile functional si geometric.
Compunerea masinilor-unelte pe baza conceptiei modulare creeaza posibilitatea obtinerii urmatoarelor caracteristici ale constructiei acestora:
conceptie unitara;
posibilitati de interconectare functionala;
adaptabilitatea acestora la modificarile rapide cerute de cresterea tehnologicitatii si fiabilitatii.
La baza compunerii masinilor-unelte pe principiul constructiei modulare trebuie luate in considerare urmatoarele aspecte: functional, tehnologic si constructiv. Din acest punct de vedere, modulele utilizate pot fi:
functionale, destinate unor functiuni tehnologice si care, in functie de rolul indeplinit, pot fi:
elementare, ce indeplinesc o functie corespunzatoare unei miscari elementare de translatie sau de rotatie (de exemplu, o sanie pentru miscarea de translatie);
complexe, ce indeplinesc o functie corespunzatoare unei miscari complexe (de exemplu, modulul care realizeaza schimbarea automata a sculei la centrele de prelucrare);
module tehnologice, care reprezinta ansambluri de module functionale elementare ce genereaza o miscare complexa.
Multimea modulelor tehnologice se compune din urmatoarele grupe de module:
– module comune;
– module distincte; acestea, la rândul lor, sunt constituite din:
module dependente, care executa miscari simultane sau in paralel, intre care exista dependente cinematice;
module independente, care executa miscari simultane sau in paralel, intre care nu exista dependente cinematice;
module constructive, a caror multime include urmatoarele tipuri de module:
module principale, care indeplinesc functii de generare;
module stationare, care constituie structura metalica a masinii;
module auxiliare, care indeplinesc functiile auxiliare.
In metodologia proiectarii in conceptie modulara a masinilor-unelte, principalele elemente ce trebuie luate in considerare sunt:
determinarea unui sistem de tip ierarhic de generare a structurilor;
elaborarea unui grup de module standard;
integrarea modulelor, astfel incât structura de masina-unealta sa fie elaborata in forma de masina „la tema". Pentru aceasta este necesara elaborarea unor metode de descriere si analiza rationala si sistematica ale masinii-unelte, a caracterului modulelor si a posibilitatilor de compunere a acestora, a posibilitatilor de optimizare a solutiilor constructive
In lucrari este prezentata o astfel de metoda de analiza a diversitatii modulelor si a relatiilor ce pot fi stabilite intre acestea in vederea alcatuirii structurii optime a masinii-unelte. Analiza multimii modulelor poate fi efectuata pe baza conceptului de „diversitate a modulelor", conform caruia diversitatea modulelor se defineste prin multimea:
Dn= (DS,DTDci),
unde: DS – submultimea diversitatii modulelor sortimentale:
DS = (MA, MB, MC,…),
MA, MB, MC – tipodimensiuni ale modulelor din sortimentele A, B, C;
DTDci – submultimea diversitatii tipodimensionale:
DTDci= (MC1, MC2, MC3,…),
unde MC1, MC2, MC3 sunt tipodimensiuni ale modulelor din sortimentul C de module. De exemplu, in cazul modulelor tehnologice, multimea acestora poate fi analizata cu ajutorul conceptului „diversitatii modulelor". Pe baza acestei reprezentari se poate obtine, in cazul masinilor-unelte, o expresie logica compusa, de forma:
Mt=M tcU M td= [(nM sc)(UMpc)]U[(nM sd)(UM pd)]
care exprima modul de compunere al unei masini-unelte.
Semnificatia notatiilor este prezentata in tabelul nr. 4.
Aplicarea principiului de compunere al masinilor-unelte din module separate conduce printre altele la urmatoarele avantaje:
diminuarea muncii de proiectare si cresterea productivitatii in sectoarele de conceptie sau pregatire tehnologica;
organizarea fabricatiei independente (separate) a ansamblurilor unificate;
folosirea la maximum a produselor realizate in cadrul uzinelor specializate si reducerea, in acest mod, a volumului de munca necesar pentru fabricarea masinii;
realizarea in conditii economice optime a masinilor-unelte de diferite tipuri si variante constructive, corespunzând unei multitudini de scopuri tehnologice;
scurtarea termenelor si reducerea pretului de cost al proiectarii si pregatirii tehnice in vederea fabricarii;
convertirea rapida a unei variante de masina in alta si de la un gen de productie la altul (cresterea flexibilitatii productiei);
reducerea termenelor de fabricatie si micsorarea cheltuielilor de productie;
usurarea efectuarii reparatiilor si modernizarii constructiei etc.
Constructiile realizate din module prezinta insa unele dezavantaje, in special in conditiile existente la fabricarea lor in serie mica sau individuala, respectiv:
din cauza aparitiei unor parti suplimentare de batiu, dimensiunile de gabarit depasesc constructiile fara module;
din acelasi motiv, creste numarul suprafetelor plane de baza de imbinare, fapt ce determina cresterea suprafetelor de prelucrare si a volumului lucrarilor de montaj.
Sarcina inlaturarii acestor dezavantaje revine fazei de proiectare, in cadrul careia trebuie sa se acorde o importanta deosebita micsorarii dimensiunilor de gabarit si realizarii compacitatii maxime a constructiei.
Optimizarea constructiei de masini-unelte realizate in conceptie modulara impune tipizarea constructiva a modulelor. Gradul de tipizare al modulelor se defineste prin functia de tipizare:
T=f(Nm, Nmax)
in care:
Nm reprezinta numarul de module care stau la dispozitia constructorilor de masini-unelte;
N max – numarul total de module diferite care acopera necesitatile.
Tabelul 4
Multimea modulelor utilizate in realizarea masinilor-unelte in conceptie modulara
Considerând ca masina-unealta se compune, din punct de vedere constructiv, din module tehnologice (care indeplinesc functii de generare), din module stationare (care constituie structura metalica de baza) si din module auxiliare (care indeplinesc functii auxiliare), numarul total de module N va fi:
Nmax=nA+nB+nC+…,
unde nA, nB, nC reprezinta numarul de tipodimensiuni de module dintr-un sortiment;
Gradul de tipizare in acest caz poate fi exprimat sub forma:
T = Nm/(1 + Nmax), T: [0, +8) [0, 1)
Indicatorii de baza care ilustreaza gradul de compunere al unei masini-unelte pe baza conceptiei modulare sunt:
gradul de refolosire:
Gr=r/(n+r)xl00,
gradul de tipizare:
Gt=t/Rx100,
unde: r este numarul de repere (subansambluri) refolosibile in noua constructie de la produsele realizate anterior;
n – numarul de repere noi introduse in proiect;
t – numarul de piese (subansambluri) tipizate;
R – numarul total de piese (subansambluri) din componenta produsului.
Modularizarea prezinta ansambluri modulare cu functionalitati diferite (fig.2.5.1.1), cu posibilitate de montare pe aceleasi elemente de structura obtinându-se o masina-unealta care poate realiza diferite operatii de prelucrare (frezare, rectificare, alezare).
Modularizarea este posibila daca operatia de prelucrare prin aschiere (functia particulara) se bazeaza pe combinatia miscarilor unor parti individuale sau ansambluri (care functioneaza ca unitati), obtinându-se un sistem modular (fig.2.5.1.1).
Masinile-unelte modulare realizeaza operatii diferite de prelucrare in functie de combinatia modulelor componente. Deoarece aceste module sunt tipizate, sistemele modulare, la rândul lor, pot sa se incadreze in anumite game de dimensiuni. O masina-unealta modulara, rezultata dintr-o combinatie de unitati discrete, are mai multe functii pe care le poate indeplini. Dezvoltarea acestei masini-unelte necesita o proiectare din start a tuturor posibilitatilor de variatie a functiilor sistemului. Sistemele modulare pot oferi solutii tehnice si economice competitive, chiar daca elementele din care sunt formate fac parte doar dintr-o gama de dimensiuni.
In domeniul refabricarii, modularizarea a fost deja aplicata din faza din care masina-unealta respectiva a fost realizata. Astfel, o parte din ansamblurile masinii refabricate sunt reproiectate ca sisteme modulare. Dezavantajul consta in faptul ca multe dintre module sunt deja predeterminate: avantajul consta in faptul ca proprietatile mecanice ale elementelor de structura sunt deja stabilizate.
O filozofie sistemica modulara ofera clientilor avantajul de a aplica propriile lor solutii pentru variantele disponibile. Astfel, se poate adapta masina pentru o anumita operatie de prelucrare, pastrând aceeasi interfata cu utilizatorul si realizând reduceri semnificative in costul de fabricatie. Modularizarea permite realizarea unor masini-unelte diferite, prin schimbarea capetelor de forta si pastrarea elementelor de structura.De asemenea, prin modularizare se pot schimba axele de lucru ale masinii-unelte (fig.2.5.1.2). O masina de alezat si frezat echipata cu o magazie de scule poate fi transformata intr-un centru de frezare.
Principiul modularizarii creeaza de asemenea o baza de date pentru productia si asamblarea modulelor, conducând la reduceri semnificative in costul de fabricatie.
Prin modularizare se realizeaza integrarea masinilor-unelte in sistemele flexibile de fabricatie.
2.5.2 Sistematizarea modularizarii masinilor-unelte
Masinile-unelte modulare sunt construite din unitati separabile sau inseparabile,numite module.
Proiectarea modulelor trebuie facuta in urma analizei functiilor acestora. Functia modulelor (fig.4.3) ajuta la implementarea functiilor tehnice independente sau combinate cu altele ale masinilor-unelte.
Proiectarea modulelor este conceputa separat si se bazeaza pe realizarea de scenarii si variante posibile cu ajutorul calculatorului, pe alegerea variantelor optime si construirea unei banci de date (expert). Functiile modulelor depind de utilitatea acestora, de accesorii, de conectarea la alte module. Pentru clasificarea functiilor modulelor pare avantajos a se defini diferite tipuri de functionare cerute in sistemele modulare, care pot fi combinate ca subfunctii pentru a se putea realiza alte variante de functii.
Fig. 2.5.2.1 Variante de functii pe care le pot indeplini modulele
Functiile de baza – sunt fundamentale in sistem. In principiu, ele nu variaza. O functie de baza poate acoperi functia generala de baza a masinii. Acest tip de functie este implementat intr-un modul de baza care poate fi solicitat intr-una sau mai multe marimi (unitate de frezare, unitate de alezare etc.). Modulele de baza sunt indispensabile.
Functiile auxiliare sunt atribuite modulelor care influenteaza functionarea modulelor de baza.
Functiile speciale sunt complementare si nu sunt absolut necesare. Pot sa apara doar la solicitarea utilizatorului (asocierea unor magazine de scule modulare, sisteme de transport pentru piese sau scule etc.).
Functiile adaptive sunt necesare pentru adaptarea la alte sisteme sau la anumite conditii speciale. Sunt implementate ca module adaptive; acelea ale caror dimensiuni nu sunt prestabilite si care permit schimbarea in functie de conditiile de spatiu si loc.
Functiile cerute de clienti nu se refera in mod special la sistemele modulare, dezvoltarea acestora necesitând timp relativ indelungat. In aceste sisteme se implementeaza module mixte, care au fost concepute initial pentru functii specifice, combinate ulterior.
Importanta unui modul se apreciaza dupa posibilitatile acestuia de a fi asociat la cât mai multe sisteme modulare. Din acest punct de vedere, functiile modulelor pot fi impartite in principale sau posibile.
Dupa complexitatea modulului, acesta poate fi component unic sau este compus din mai multe module asamblate .
Din faza de proiectare modularizarea se bazeaza pe avantajele tehnice oferite de combinarea unor module similare. In practica, combinarea modulelor similare sau diferite este uneori imposibila. Sistemele mixte, formate din module si non-module, pot oferi de multe ori caracteristici tehnice superioare si mai economice.
Un modul poate fi descompus in mai multe parti individuale din motive functionale sau impuse tehnologic. Pentru sistemele modularizate ca ansamblu, rezolutia defineste numarul unitatilor individuale si posibilele combinatii intre acestea.
Nivelul de diversificare al produselor modularizate se apreciaza prin domeniul variatiilor performantelor si eficientei asigurate, indeosebi, de sistemele mixte cum ar fi turbinele, pompele, compresoarele etc. Acestea functioneaza in diferite volume de lucru impuse de alinierea lagarelor la nivelul axelor rotorilor sau cilindrilor motoarelor de actionare, intr-o varietate a tipodimensiunilor. Multe alte componente ramân identice, de exemplu rulmentii, sectiunile de intrare si iesire. In acest caz, o realizare din mai multe module (cu sectiuni dferite) este avantajoasa.
La modularizare, produsul este inca din faza de proiectare prevazut pentru mai multe variante. Aceste module virtuale, care in realitate initial nu exista fizic, sunt realizate si adaptate in functie de cerintele consumatorului. Astfel de module pot sta la baza unei productii in serie de module si de realizare de programe de calculator necesare la comanda numerica a masinilor-unelte. Alta posibilitate este ca prin simulare sa se realizeze o banca de date care sa contina caracteristici de baza. Aceste caracteristici pot fi atribuite modulelor care combinate, in diferite scenarii sa ofere cât mai multe variante. In functie de necesitati, nivelul de diversificare poate fi selectat intre a avea module existente doar in realitatea virtuala (pe calculator) sau module fizice in stoc.
Pentru aplicarea unor sisteme modulare, potentialul acestora poate fi exprimat prin posibilitatile de combinare prevazute intr-o schema de combinare. Astfel de scheme ofera posibilitatea alegerii directe a celei mai bune variante. Sistemele modulare deschise (sistemele de transport) contin un mare numar de posibilitati de multiplicare si combinare, care pot fi realizate intr-o asa-numita schema specifica. O schema specifica poate oferi exemple de aplicatii tipice ale sistemului modular.
2.5.3. Dezvoltarea modularizarii masinilor-unelte
Stabilirea obiectivelor. Definirea caracteristicilor tehnice pe care trebuie sa le indeplineasca masina-unealta. O caracteristica cere specificarea sistemului modular care sa acopere cele mai multe functii. Aceste rezultate in variante ale functiei generale constituie specificul unui sistem modular.
Tabelul 5
Sistematizarea modularizarii
O mare importanta o constituie studiul de piata al tipurilor de modularizare cerute la momentul respectiv. Friedewald a descris pentru prima data posibilitatea de cuantificare a variantelor de functii pentru optimizarea modulelor din punct de vedere tehnic si economic. Implementarea unor module cerute destul de rar creste costul sistemelor modulare si din acest punct de vedere trebuie gândita inlocuirea acestor module. Cu cât incepe mai curând aceasta analiza cu atât posibilitatea obtinerii unui cost mai mic este mai mare. Reducerea tipizatelor nu poate fi finalizata pâna când nu se adopta solutia tehnica, se realizeaza desenul si se stabileste costul fiecarei variante individuale asupra costului sistemului modular ca ansamblu.
Stabilirea structurii functiilor. Structura functiilor este reprezentata prin divizarea functiei generale in subfunctii, structura sistemului fiind deja determinata. Structura functiilor trebuie sa fie logica si compatibila, iar subfunctiile determinate trebuie sa fie schimbabile intre ele. Este necesar ca, in concordanta cu alte sarcini particulare, functiile generale sa poata atinge functii “esentiale” sau, prin scopuri aditionale, sa poata defini functii “specifice”.
2.5.4. Avantajele si dezavantajele sistemelor modulare
Pentru producator, sistemele modulare prezinta urmatoarele avantaje:
Documentatia existenta pentru planificarea proiectarii si realizarii produselor face posibila incercarea si verificarea prin simulare, pentru toate variantele existente, ceea ce determina o reducere a costurilor in adoptarea variantei optime.
Faciliteaza si simplifica conceperea ansamblurilor pentru cererile speciale.
Combinarea cu non-module este posibila.
Termenul de livrare este micsorat.
Executia ordinelor de catre departamentele de proiectare si productie poate fi scurtata prin producerea in paralel a modulelor.
Utilizarea calculatorului de la faza de conceptie la faza de productie creste eficienta.
Subdivizare corespunzatoare a ansamblurilor ce determina tehnologia de obtinere a produselor modulare poate fi aplicata cu succes la diferite etape de dezvoltare a produsului. De exemplu, la planificarea produsului, la pregatirea desenelor si listelor de componente, in activitatea de asamblare si de marketing.
Pentru utilizatori, avantajele sunt:
Durata de realizare a cererii redusa.
Posibilitati de reconfigurare a ansamblurilor si mentenanta.
Service corespunzator.
Posibilitatea de schimbare a functionalitatii si cresterea domeniilor de reglare.
Eliminarea totala a variantelor neperformante, datorita scenariilor de simulare.
Pentru producator, dezavantajele sunt:
Adaptarea la cerintele speciale ale consumatorilor nu este usor de realizat, atât timp cât acestia apar cu conceptie proprie (se pierde flexibilitatea si orientarea pe piata).
O data ce sistemul a fost adoptat, stocul de desene poate fi inadecvat.
Produsele se pot schimba la intervale lungi de timp, deoarece orice schimbare costa.
Caracteristicile tehnice si forma sunt foarte mult influentate de forma si estetica modulelor, astfel incât fiecare modul trebuie sa aiba o estetica proprie.
Creste efortul depus in asamblarea modulelor.
De multe ori interesele utilizatorului nu coincid cu cele ale producatorului, astfel incât stabilirea unui sistem modular optim poate fi foarte dificila.
Combinatiile care cer utilizarea unor module specifice pot deveni costisitoare.
Pentru utilizator, dezavantajele sunt:
Cerintele speciale nu pot fi intotdeauna satisfacute foarte usor.
Anumite caracteristici de calitate pot fi mai putin satisfacatoare daca greutatea si structura carcaselor sistemelor modulare sunt de multe ori mai mari decât cele ale produselor dedicate; de aceea, se cere mai mult spatiu si de asemenea poate creste costul.
Experienta arata ca producerea ansamblurilor modularizate reduce in general costurile suplimentare (inclusiv costurile administrative), dar uneori conduce la
3.Tehnologia de fabricatie
3.1. DATE DESPRE PIESĂ ȘI SEMIFABRICAT
3.1.1. Rolul funcțional al piesei în subansamblul aferent
Utilizarea sistemelor de dispozitive modulare de prindere a sculelor. Se prezinta structura unui sistem de dispozitive modulare pentru prinderea sculelor pe strunguri normale, realizat pe baza bretului de inventie nr. 93680, utilizat din anul 1987 pe majoritatea strungurilor normale din S. C. Semanatoarea S. A. din Bucuresti si prezint in laboratoarele Facultatii de ingineria si Managementul Sistemelor tehnologice din Universitatea POLITEHNICA Bucuresti.
Sistemul de dispozitive modulare este construit din:
dispozitiv de baza, prevazut cu doua locasuri pentru prinderea dispozitivelor interschimbabile;
dispozitive interschimbabile cu locas plan 1 – pentru prinderea cutitelor clasice prin suruburi sau parghie si plunjere;
dispozitive interschimbabile cu locas unghiular 2 – pentru prinderea cutitelor cu autoorientare prin suruburi sau parghie si plunjere;
dispozitive interschimbabile cu locas unghiular si bucse elestice 3 – pentru prinderea barelor de strunjit;
dispozitive interschimbabile cu alezaj cilindric 4 – pentru prinderea filierelor si tarozilor prin niste suporti si o mandrina de constructie adecvata;
dispozitive interschimbabile cu alezaje conice tip Morse, pozitia 5 – pentru prinderea burghielor, adancitoarelor, alezoarelor. – direct, prin bucse de reductie sau prin mandrine.
Avantajele utilizarii sistemelor modulare de dispozitive pentru prinderea sculelor si a sistemelor flexibile de scule sunt:
valorificarea la maxim a posibilitatilor strungului, concentrarea prelucrarilor posibile;
usurarea muncii operatorului;
marirea precizie si productivitatii prelucrarilor pe strungurile normale;
modernizarea strungurilor normale;
concentrarea prelucrarilor mecanice;
posibilitatea utilizarii pentru prelucrari de precizie a unui personal cu calificare mai reduca;
reducea timpilor activi;
imbunatatirea randamentului sculelor aschietoarea;
favorizarea organizarii stiintifice a fabricatiei;
favorizarea mecanizarii si automatizarii schimbarii sculelor;
flexibilitatea fabricatiei.
Ca o caracteristica specifica sistemelor flexibile de scule este masa mult mai redusa a elementului schimbabil cu consecinte deosebit de favorabile in special la schimbarea automata.
3.1.2. Analiza preliminară a realizării suprafețelor piesei
Tabelul 6
Codificarea suprafețelor elementare al piesei
3.2. PROIECTAREA FILMULUI TEHNOLOGIC
3.2.1. Principii privind conținutul și succesiunea operațiilor unui proces tehnologic
Principiile de baza care determina succesiunea optima si continutul opr\eratiilor oricarui proces tehnologic modern sunt:
Suprapunerea bazelor de orientare la prelucrare (B.O.P) cu bazele de cotare functionale (B.C.F) in special la realizarea conditiilor severe impuse in desenul de executie sau prelucrarea in acceasi prindere a suprafetelor raportate reciproc prin astfel de conditii tehnice:
Minimizarea numarului operatiilor procesului tehnologic:
Minimizare numarului schemelor de orientare si fixare si a numarului prinderilor (orientarilor si fixarilor) semifabricatului:
In prima sau primele operatii – crearea bazelor si suprafetelor unice (permanente) de orientare si descoperirea efectelor ascunse ale semifabricatului.
Concentrarea prelucrarilor prin asocierea geometrica si tehnologica a suprafetelor de prelucrat.
Diferentierea prelucrarilor finale ( de finisare F sau superfinisare SF) de cele de degrosare D, semifinisare F/2 pentru suprafetele cu conditii tehnice severe. Realizarea acestor suprafete fie catre inceputul, fie catre sfirsitul procesului tehnologic, functie de natura tratamentelor termice necesare.
Prelucarea catre sfarsitul procesului tehnologic a suprafetelor fara importanta functionala deosebita sau se pot deteriora in timpului transportului sau a celor a caror realizare conduce la reducerea rigitidatii semifabricatului.
Plasarea rationala a operatiilor de tratament termic.
Stabilirea rationala a operatiilor de control termic.
Mininizarea lungimilor de curselor active si de gol; protejarea partii active a sculelor contra deteriorarii mecanice, pentru suprafete foarte precise (prin evitarea prelucrarilor inutile, discontinui, cu socuri).
Unicitarea constructiei SDV-urilor.
Prelucrarea suplimentara a supafetelor de orientare permanente inainte de operatiile de finisare, superfinisare.
Uniformisarea timpilor de realizare a operatiilor, in special la prelucarea pe linii tehnologicein flux.
3.2.2. Traseul tehnologic tip al clasei din care face parte piesa
3.2.2.1. Condiții tehnice specific
Condițiile tehnice impuse corpurilor prismatice se refera la:
planitatea suprafețelor plane;
paralelismul sau perpendicularitatea suprafețelor plane;
concentricitatea suprafețelor alezajelor;
paralelismul sau perpendicularitatea axelor de simetrie față de suprafața plană principală a piesei;
rugozitatea suprafețelor, cu valori similare celor specifice carcaselor.
3.2.2.2. Traselul tehnologic tip pentru corpuri prismatice
Pentru corpurile prismatice succesiunea etapelor de prelucrare din procesul tehnologic tip este următoarea:
Prelucrarea de degroșare a suprafețelor plane exterioane.
Prelucrarea de semifiniasre și finiasre a suprafețelor plane exterioare.
Prelucrarea de degroșare, semifinisare și finisare a suprafețelor de revoluție interioare și exterioare.
Controlul intermediar.
Prelucrarea alezajelor și filetelor de prindere.
Tratament termic (calire superficială).
Prelucrarea de superfinisare pentru suprafețele care asigură etanșarea.
Curățire și debavurare.
Controlul final.
3.3.ANALIZA UNEI OPERATII A PROCESULUI TEHNOLOGIC
3.3.1.Regimuri de așchiere
Determinarea regimurilor de așchiere la operațiile de găurire, lărgire și alezare se face după alegerea sculei așchietoare și durabilității economice ale acestuia. După stabilirea sculei și a durabilității economice a acestuia, se determină parametrii regimului de așchiere în următoarea ordine: adâncimea de așchiere t, în mm; avansul de așchiere s, în mm/rot; viteza de așchiere v, m/min; forțele de așchiere F, în daN; momentele de așchiere M, în daN/mm; puterea necesară P, în kW.
3.3.1.1. Stabilirea regimului de așchiere pentru o găurire în plin cu un burghiu elicoidal de 6.
adâncimea de așchiere
stabilirea avansului de așchiere
unde:
Cs – coeficientul de avans;
Ks – coeficientul de corecție în funcție de lungimea găurii;
stabilirea durabilității economice și a uzurii admisibile
stabilirea vitezei de achiere
unde:
Cv – constanta ce depinte de cuplul semifabricat-scula;
xv; yv; mv – exponenti politropici ce depind de conditiile concrete de prelucrare;
Kv – coeficientul de corecție a vitezei de așchiere;
Kmv – coeficientul de corecțiea vitezei în funcție de calitatea materialului de prelucrat;
KTv – coeficientul de corecțiea în funcție de durabilitatea reală a sculei;
Klv – coeficientul de corecțiea în funcție de lungimea găurii;
Ksv – coeficientul de corecțiea în funcție de starea materialului de prelucrat;
stabilirea vitezei reale de așchiere
stabilirea forțelor și momentelor
unde:
CF, xF, yF – coeficieții și exponenții forței;
KF – coefientul de corecție pentru forță;
unde:
K1 – coeficientul de corecție în funcție de calitatea materialului de prelucrat;
K2 – coeficientul de corecție în funcție de viteza de așchiere;
K3 – coeficientul de corecție în funcție de unghiul la vârf 2k al burghiului;
K4 – coeficientul de corecție în funcție de metoda de ascuțire.
unde:
CM, xM ,yM – coeficieții și exponenții momentului;
KM – coefientul de corecție pentru moment;
puterea necesară
3.3.1.2. Stabilirea regimului de așchiere pentru o filetare cu un tarod de M8.
adâncimea de așchiere
stabilirea avansului de așchiere
unde:
Cs – coeficientul de avans;
Ks – coeficientul de corecție în funcție de lungimea găurii;
stabilirea durabilității economice și a uzurii admisibile
stabilirea vitezei de achiere
unde:
Kmv – coeficientul de corecțiea vitezei în funcție de calitatea materialului de prelucrat;
stabilirea vitezei reale de așchiere
stabilirea forțelor și momentelor
unde:
KF – coefientul de corecție pentru forță;
unde:
K1 – coeficientul de corecție în funcție de calitatea materialului de prelucrat;
K2 – coeficientul de corecție în funcție de viteza de așchiere;
K3 – coeficientul de corecție în funcție de unghiul la vârf 2k al burghiului;
unde:
KM – coefientul de corecție pentru moment;
puterea necesară
3.3.2. Justificarea schemei de orientare prin cotarea tehnologică sau calcule de erori
Tabelul 7
Evidențierea condițiilor tehnice prescrise piesei
Tabelul 8
Selectarea condițiilor
3.3.3. Calculul fortelor de fixare a semifabricatului
Mecanismele de strangere cu filet se caracterizeaza prin simplitate constructiva, universalitate, accesibilitate si siguranta in exploatare. Se pot realiza mecanisme cu filet capabile sa realizeze curse de lucru si forte de strangere mari. Spre deosebire de mecanismele de strangere cu excentrici, mecanismele cu filet pot lucra in orice conditii, indiferent de abaterile dimensiunilor de strangere si de marimea curselor si fortelor de strangere.
Din aceste motive, mecanismele de strangere cu filet sunt folosite pe scara larga in productia de unicate si de serie mica, la fixarea semifabricatelor direct pe masina-unealta, sau in dispozitive actionate manual.
In acelasi timp, este de subliniat ca mecanismele de strangere cu filet, actionate, manual, nu pot garanta constanta fortei de strangere, a carei valoare poate varia in limite foarte largi. Din aceasta cauza, nu se recomanda folosirea mecanismelor cu filet la fixarea pieselor cu pereti subtiri si in general la fixarea pieselor usor deformabile.
Avand in vedere consumul relativ mare de timp si de energie musculara folosire pentru manevrarea manuala a suruburilor sau a piulitelor de strangere, nu se justifica intrebuintarea mecanisnelor cu filet in conditiile productiei de serei mare si de masa.
Mecanismele de strangere cu filet pot fi de constructie simpla, de tip surub-piulita sau piulita-prezon, si combinate cu diferite elemente: falci, parghii, pene. In cazul mecanismelor simple surub reprezinta elementul care primeste forta exterioara de strangere si o transmitere nemijlocit semifabricatului. In cazul mecanismelor combinate, surubul sau piulita primeste forta exterioara de strangere si o transmite semifabricatului prin intermediul altor elemente.
Trebuie evitat pe cat posibil introducerea suruburilor de strangere direct in corpul dispozitivului, deoarece fortele de strangere se inchid in dispozitiv prin filetul surubului se produc uzura prematura a filetului din dispozitiv.
Uzura filetului surubului reclama fie inlocuirea, fie repararea corpului, ceea ce presupune scoaterea dispozitivului din fabricatie pentru o anumita perioada si chetuieli suplimentare pentru reparare.
Bucsele presate se recomanda sa se foloseasca in conditiile productiei de serie mica si mijlocie, adica in acele cazuri cand nu este necesara inlocuirea bucselor uzate si cand dimensiunile locuirlor de strangere permite asamblarea acestora.
In productia de serie mare si de masa, in vederea reducerii timpului si a cheltuielilor necesare repararii dispozitivelor, se constuiesc bucse filetate, la interior si exterior, asamblate cu corpul prin insurubare.
Pentru manevrarea suruburilor cu ajutorul cheilor, capetele de antrenare ale acestora se executa hexagonale sau patrate si sunt prevazute cu gulere. Existenta gulelelor mareste stabilitatea cheii pe capatul surubului, usurand manevrarea. Intru-cat suruburilor de strangere si piulitele sunt supuse la uzura, inaltimea se executa mai mare decat la surubuirle sau piulitele normale. In acelasi timp, asemenea capete si piulite asigura o asezare mai buna a cheii, iar piulitele nu se autodesfac.
Manevrarea suruburilor si piulitelor de strangere cu ajutorul cheilor trebuie evitata pe cat posibil, din cauza consumului mare de timp. Totusi, in cazul cand gabaritele de strangere nu permit folosirea de tije, manere, roti de mana, se apeleaza la chei tubulare.
In cazul cand nu se cer forte mari pentru strangerea semifabricatelor, suruburile si piulitele se pot manevra destul de comod folosind-se capete de antrenare cilindrice striate, in forma de rozeta sau in forma de stea.
Marimea fortei de strangere, realizata de mecanismele cu filet, depinde de forma capului de presiune, de dimensiunile filetului, forta exterioara aplicata, de lungimea cheii, a minerului, de coeficientii de freacare dintre surub-piulita si dintre capatul de presiune si semifabricat. Astfel, pentru suruburule cu suprafata cilindrica, cu relatia:
notate:
Q – forta de antrenare
L – lungimea manivelei
r – raza medie a filetului
– unghiul elicei filetului
– unghiul de frecare pe suprafata elicoidala ale filetului
– coeficientul de frecare pe suprafata frontala a surubului sau piulitei
D – diametrul suprafetei de contact.
3.3.4. Descrierea functionarii dispozitivului si norme de protectia muncii aferente
Protectia muncii constituie ansamblul de masuri: tehnice (tehnica securitatii), sanitare (igiena muncii), organizatorice, juridice care au ca scop ocrotirea vietii si sanatatii celor ce muncesc, prin asigurarea celor mai bune conditii de munca, prevenirea imbolnavirilor profesionale si a accidentelor, reducea efortului fizic, precum si prin asigurarea unor conditii speciale pentru cei ce lucreaza in conditii grele sau vatamatoare si pentru munca femeilor si a tinerilor.
In tara noastra, protectia muncii este o problema de stat. Masurile de protectia muncii se realizeaza in mare parte in cadrul ridicarii necontenite a nivelului tehnic al productiei si tind sa elimine noxele (factori sau agenti daunatoir organismului) profesionale. Tot in cadrul masurilor de protectia muncii se acorda echipament de protectie, alimentatie de protectie, se face instructajul organizat la muncitorilor, se reduce durata zilei de lucru, se acorda concedii suplimentare pentru unele categorii de salariati.
Statul nostru, prin organele sale, organizeza si dezvolta cercetarea stiintifica in domeniul productiei muncii si exercita contolul respectarii dispozitiilor in acest domeniu. Incalcarea dispozitiilor legale privitoare la prodectia muncii, atrage raspunderea disciplinarea, administrativa, penala si civila, conform prevederilor legale in vigoare.
Igiena muncii studiaza formele si metodele organizarii muncii si odihnei, starea organismului in procesul muncii, caracterul si particularitatiile miscarilor lucratorilor, factorii fizici, chimici si biologici ai locului de munca. Igiena muncii se foloseste de datele si de metodele fiziologice, patologiei, statistici militare, fizici si chimiei, iar pentru elaborarea masurilor de protectie foloseste tehnologia proceselor de munca elaborate de igiena muncii si aplicate in productie se bazeaza pe tehnologia productiei, pe perfectionarea aparaturii de prodectie si a constructiei arhitectonice a cladirilor industriale.
Masuri de protectia muncii la constructia, executia si exploararea dispozitivelor. In multe din exemplarele de dispozitive, aratate in special in partea a doua a acestei lucrari, s-au indicat de constructor si masurile ce se impun in vederea evitarii accidentelor de catre muncitori si protejarii utilajelor si a instalatiei.
Forma dispozitivelor cu miscare de translatie sau de rotatie trebuie sa fie cea corespunzatoare: fara colturi si proeminente, fara muchii ascutite. Dispozitile fixate pe axul masinii-unelte trebuie sa fie echilibrate, pentru evitarea batailor sau a uzuri premature a lagarelor axului principal. Folosirea aparatelor la strung si la masini de rectificat rotund, cand piesa este fixata pe axul principal este o conditie pe care trebuie sa o prevada constructorul in desenele dispozitivului. Evitarea stropilor lichidului de racire si de ungere se asigura prin ecrane de protectie. Dispozitive actionate pneumatic trebuie sa fie prevazute cu aparataj de siguranta: supape inverse, peleu de presiune; pentru evitarea accidentarii muncitorului in cazul intreruperii aerului comprimat in retea. Pentru prinderea pieselor in dispozitiv se vor folosi sculele prevazute de constructor. Astfel, piesa poate fi deformata de catre fortele de strangere mult mai mari, iar dispozitivul va suferii in cea ce priveste durabilitatea acestuia.
Suruburile de strangere, manetele si manivelele dispozitivelor vor fi astfel amplasate, incat sa nu ingreuneze explotarea si sa nu prinda mana muncitorului.
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: STABILIREA CONDITIILOR TEHNICE SI A CARACTERISTICILOR FUNCTIONALE [310964] (ID: 310964)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.