Studiul și proiectarea unui dispozitiv pentru analiza experimentală a flambajului barelor drepte. [304677]

Universitatea „Lucian Blaga” din Sibiu

Facultatea de Inginerie

Departamentul Inginerie Industrială și Management

Specializarea TCM

PROIECT DE DIPLOMĂ

COORDONATOR: ABSOLVENT: [anonimizat]. Univ. Dr. Ing. [anonimizat]

2018

Universitatea „Lucian Blaga” din Sibiu

Facultatea de Inginerie

Departamentul Inginerie Industrială și Management

Specializarea TCM

PROIECT DE DIPLOMĂ

Studiul și proiectarea unui dispozitiv pentru analiza experimentală a flambajului barelor drepte.

Proiectarea procesului tehnologic de fabricație și a SDV-urilor necesare obținerii reperului placă cod RD-5000-01

SIBIU

2018

Cuprins

I.Studiul și proiectarea unui dispozitiv pentru analiza experimentală a flambajului barelor drepte

Capitolul 1 – Stabilitatea echilibrului elastic al barelor drepte

Introducere

Orice structură de rezistență trebuie să îndeplinescă două criterii:

I. [anonimizat] i se asigure:

[anonimizat]. [anonimizat].

Rigiditatea

Criteriul rigidității constituie capacitatea corpurilor de a suferi deformații mici sub acțiunea sarcinilor. Astfel, [anonimizat].

[anonimizat], sa își mențină starea inițială de echilibru stabil. [anonimizat], [anonimizat]. Acest fenomen produce deformații foarte mari care apar brusc și care pot conduce la ruperea elementului de rezistență și chiar la distrugerea întregii construții.

Exemplul clasic de pierdere a stabilității formei de echilibru este reprezentat de situația în care avem o bară zveltă (lunga și subțtire) supusa la compresiune. [anonimizat]. [anonimizat], luând o [anonimizat], putându-se chiar și rupe. [anonimizat] a produs fenomenul este cunoscută sub numele de forță critică la flambaj.

II. Criteriul de eficiență economică impune ca piesa proiectată să constituie cea mai economică soluție în cee ace priveste consumul de material si de manoperă.

[anonimizat], [anonimizat]. Astfel, un calcul de rezistență este considerat corespunzător doar dacă îndeplinește cele două criterii simultan.

Structurile de rezistență pot ceda într-o [anonimizat], [anonimizat], cât ṣi materialele utilizate. Spre exemplu, axul unui autovehicul poate ceda ca efect al unor cicluri repetate de încărcare sau o componentă aflată în stare tensionată se poate alungi în mod excesiv, având ca efect imposibilitatea structurii de a-ṣi performa funcțiile necesare. Aceste tipuri de situații pot fi prevenite si evitate proiectând structuri în aṣa fel încat forțele ṣi deformațiile maxime să rămână în limite tolerabile.

Un alt mod în care o structură de rezistență poate ceda, este flambajul. Acest fenomen se poate exemplifica cel mai bine considerând o bară dreaptă care are lungimea considerabil mai mare în comparație cu dimensiunile secțiunii transversale, acesteia fiindu-i aplicată pe direcție axială, o forță de compresiune. Această situație nu conduce la comprimarea materialului, ci la deformarea întregii structuri. Comportamentul acesta poate fi demonstrat comprimând o riglă de plastic. Atunci când îndoirea laterală a riglei are loc, putem spune că aceasta a flambat. Crescând forța axială, va creṣte ṣi deformarea laterală, în final conducând la ruperea riglei.

Fenomenul de flambaj nu se limitează la barele drepte. Acesta poate aparea la o varietate mare de structuri de rezistență ṣi poate lua multe forme. Spre exemplu, când calci o doza goală de aluminiu , pereții subțiri si cilindrici flambează sub acțiunea masei corporale, conducând la ruperea acesteia. Acum câțiva ani, când un pod mare s-a rupt, investigatorii au constat că ruptura a fost cauzată de flambajul unei plăci subțiri aflată sub acțiunea unei forte de compresiune.

Flambajul este una dintre cauzele majore care conduce la cedarea structurilor de rezistență, de aceea posibilitatea flambajului trebuie mereu luată în considerare în etapa de proiectare.

1.1 Locul și importanța flambajului barelor drepte

Noțiuni generale

Solicitarea barelor drepte la forfecare, încovoiere, întindere, răsucire ṣi la solicitări compuse, conduce la deformarea sub acțiunea sarcinilor, ȋnsă deformarea are loc în cadrul echilibrului elastic. Ȋn momentul ȋn care forța de comprimare depăṣeṣte o valoare limită, situația de echilibru elastic nu se menține la bare drepte, de o anumită lungime, fiind solicitate la compresiune.

Se consideră o bară zveltă (lungime mare în raport cu dimensiunile transversale) solicitată la compresiune de o forță axială P.

Inițial valoarea forței P este relativ mică. Sub acțiunea acestei forțe lungimea barei se micșorează, ȋnsă rămâne dreaptă. Dacă, suplimentar, aplicăm barei o forță P* din direcție laterală, bara se deformează lateral, urmând ca după ce forța este înlăturata, ea revine imediat la poziția dreaptă avută in starea inițiala. În cazul prezentat anterior, se poate spune că bara este în echilibru elastic stabil.

Dacă mărim forța P și la un moment dat, se aplică forța laterala P*, bara se deformează, însă după ce forța este înlăturată, bara nu mai revine la forma ei dreaptă avută initial înainte ca forța axiala P să fie aplictă. Ȋn această situație, se poate spune că bara se află în echilibru elastic nestabil. Valoarea forței P pentru care bara a trecut în echilibru nestabil, reprezintă o valoare critică, forța se numindu-se forță critică și se notează cu .

Fenomenul prin care o bară trece din echilibru stabil în unul nestabil, poartă numele de flambaj. La creșteri mici ale forței axiale aplicate peste , deformarea laterală a barei crește foarte mult.

Similar barelor drepte, fenomenul de flambaj se regăsește și la plăcile subțiri solicitate la compresiune de către sarcini aflate în planul plăcii. Pe măsură ce crește sarcina, lățimea plăcii continua să se micșoreze. Daca tensiunile de la extremitățiile plăcii ating tensiumea maximă adimisă, placa va eșua.

Dacă valoarea sarcinii de compresiune se marește peste valoarea , se poate observa unul dintre fenomenele:

Ȋn situația ȋn care bara se află deja ȋn stare curbată, curbura acesteia creṣte depăṣind orice valoare acceptabilă;

Ȋn situația ȋn care bara este rectilinie, poziția de echilibru a acesteia se menține pentru un timp, urmând ca după aplicarea unei forțe pertubatoare care conduce la scoaterea barei din poziția sa de echilibru, curbura barei se mărește foarte repede ceea ce conduce la distrugerea acesteia prin flambaj.

Fenomenul de flambaj diferă mult de fenomene precum: întinderea, forfecarea, rasucirea, încovoierea ṣi solicitările compuse prin:

Odată cu creṣterea sarcinii de compresiune apar ṣi cresc eforturile de încovoiere sau/ṣi răsucire ce depend de deformații, eforturi care sporesc aceste deformații;

Deformațiile nu au dependendență liniară de sarcina de compresiune, ci neliniară;

Deformațiile ( la apariția fenomenului de flambaj) sunt mari astfel că nu mai pot fi luate în considerare ipotezele ce au la bază deformațiile mici ale barei.

Domeniiele de pierdere a stabilitatii

Pierderea stabilității unei element de rezistență poate avea loc în următoarele domenii:

domeniul elastic, atunci când bara revine la forma avută initial dupa ce sarcina P a fost indepartată;

domeniul elasto-plastic, atunci când, deși sarcinia axială P a fost îndepartată, bara își mai diminuează din deformare, dar nu revine la forma ei inițială;

domeniul plastic, când bara rămâne deformată și după îndepărtarea sarcinii axiale P.

Fig. 1.1.2.1- Domeniile de valabilitate ale flambajului

Pentru ca rolul funcțional al unui element de rezistență să fie îndeplinit, este necesar, pe lângă altele, să își păstreze stabilitatea elastică. Pierderea stabilității elastice trebuie evitată în totalitate într-un element de rezistență deoarece este o stare limită. Dacă totuși acest fenomen nu poate fi evitat, este de preferat să aibă loc în domeniul elastic, deoarece îndepărtarea imediată a sarcinii care a produs flambajul, conduce la refacerea formei inițiale a elementului de rezistență.

Deci, fenomenul de flambaj trebuie situat ṣi studiat într-o altă perspectivă comparative cu solicitările la eforturile N, T, ṣi . Numai aṣa se poate întelege de ce o bară flambează când tensiunea normal de compresiune este inferioara rezistenței admisibile. Dacă se are în vedere că flambajul este pierderea poziției de echilibru static ṣi nu o nouă solicitare totul devine explicabil.

Sarcina critică de flambaj. Formula lui Euler

Se consideră o bară dreaptă de lungime L, realizată dintr-un material elastic, articulată la cele două capete ṣi comprimată de sarcina P. Se presupune ca sarcina P a atins valoarea sarcinii critice de flambaj la care bara are o poziție de echilibru indiferent (deformație mare, de curbă neprecizată) cum este reprezentată în figura (1.1, a.)

Atunci când bara prezintă deformații mari, ecuațiile de echilibru trebuie sa fie scrise luând în considerare starea deformată ( Fig. 1.1 b). În situația prezentată în figura de mai jos, partea din stanga secțiunii x conține eforturile N=P ṣi M=P*v.

Fig. 1.2.1

Deformația barei reprezentată de curba O’CA în figura (1.1, a) se poate aproxima prin ecuația fibrei medii deformate a barei dreapte solicitate la încovoiere:

= (1.1)

Înlocuind în ecuația de mai sus expresia momentului încovoietor se obține ecuația diferențială:

+ =0 (1.2)

Având soluția:

v = B*sin ax+C*cos ax (1.3)

Din condiția la limită în origine, adică x=0 , =0, rezultă că C=0, ceea ce face ca ecuația axei barei deformate să fie:

v = B*sin ax. (1.4)

Derivând ṣi înlocuind în relația (1.1) se obține ecuația:

(-+)*B*sin ax=0 (1.5)

Care are soluțiile:

=

≠0, deoarece dacă ar fi egală cu zero, ar înseamna că bara nu se deformează oricare ar fi x ṣi deci bara nu flambează.

Condiția la limită în reazemul A: x=L, =B*sin a*L=0 este îndeplinită numai pentru sin a*L=0

Purtând numele de ecuație de stabilitate, având ca soluții:

a*L= L* =n*π,

din care rezultă sarcinile critice de flambaj:

=, =, … = (1.6)

ṣi deformațiile barei corespunzătoare acestor soluții:

=*sin(), =*sin(), … =*sin(), (1.7)

Deformațiile date de expresiile (1.7) au o semiundă, două semiunde,… n semiunde. Daca se notează cu distanța dintre două puncte de inflexiune successive ale deformației ṣi numind această distanță lungime de flambaj (=L, =, …=) soluțiile (1.6) si (1.7) se pot scrie sub forma:

=, =*sin(), (1.8)

Din infinitatea de soluții (1.8) doar prima soluție (n=1) corespunde realității prezentate în figura (Fig.1.1).

Soluțiile obținute pentru n≥2 corespund realității doar dacă bara e constrânsă de ghidaje suplimentare ca în figura 1.2, luînd forma corespunzătoare acestor legături. În caz contrar valorile , ,…, respectiv valorile deformațiilor , ,… constituie doar soluții teoretice.

Fig. 1.2.2

Așadar daca legăturile suplimentare lipsesc, flambajul se produce numai pentru sarcina cea mai mica, adică pentru lungimea de flambaj maximă.

Dacă se consideră articulațiile O ṣi A ca fiind spațiale, ceea ce înseamnă că bara poate curba în orice direcție transversală ei, curbura producîndu-se astfel încât vectorul M=v x P să fie dirijat după axa principală cu moment de inerție minim ( =).

Sarcina critică de flambaj este egală cu sarcina minima data de soluțiile (1.8) care este corespunzătoare atât lungimii de flambaj minime cât ṣi momentului de inerție minim:

=. (1.9)

unde:

= forța critica de flambaj (daN)

E = modulul de elasticitate al materialului piesei ()

= momentul de inerție minim al piesei ()

= lungimea de flambaj (cm)

Relația (1.9) se numeṣte formula lui Euler.

Constantele din soluțiile (1.7) nu pot fi determinate din ecuația diferențială (1.2), astfel că nu se pot stabili valorile deformațiilor de flambaj pornind de la ecuația diferențială aproximativă a fibrei medii deformate (1.5). Acest neajuns nu deranjează întrucât interesul inginerului este dirijat către aflarea sarcinii de flambaj, sarcină ce produce pierderea echilibrului.

Modul de rezemare. Lungime de flambaj

Pentru elementele de rezistență susceptibile de a își pierde stabilitatea, este deosebit de important să se cunoască valoarea forței critice de flambaj, adică valoarea forței axiale de compresiune la care acesta își pierde stabilitatea. În continuare se vor prezenta ṣase moduri de rezemare a barei ṣi observând deformata dupa care flambează bara de lungime L, se va deduce lungimea de flambaj pentru fiecare caz în parte.

1.3.1 Cazul I:

Bară dreaptă, articulată la ambele capete, solicitată de o forță axiala de compresiune (Fig. 1.3);

Lungimea de flambaj este egala cu lungimea geometrică, adică =L ;

Fig. 1.3.1 Cazul I de flambaj

Cazul II:

Bară dreaptă încastrată la un capăt (aflată în consolă), liberă la celălalt, acționată de o forță axială P la capătul liber (Fig. 1.4);

Lungimea de flambaj este de două ori lungimea geometrică =2*L;

Fig. 1.3.2 Cazul II de flambaj

Cazul III:

Bară dreaptă, încastrată la un capăt, articulată la celălalt, solicitată de o forță axială  de compresiune P (Fig. 1.5);

Lungimea de flambaj este:

; (1.10)

Fig. 1.3.3 Cazul III de flambaj

Cazul IV:

Bară dreaptă, încastrată la ambele capete, solicitată de o forță axială de compresiune P (Fig. 1.6);

Lungimea de flambaj este :

; (1.11)

Fig. 1.3.4 Cazul IV de flambaj

Cazul V:

Bară dreaptă, solicitată de o forță axială de compresiune P, încastrată la ambele capete, unul dintre capete putându-ṣi deplasa încastrarea în planul transversal al barei, rotirile din încastrări fiind nule ṣi punctul de inflexiune se află la mijlocul barei, iar deformata este compusă din două sferturi de undă (Fig. 1.7);

Lungimea de flambaj este :

; (1.12)

Fig. 1.3.5 Cazul V de flambaj

Cazul VI:

Bară dreaptă, articulată la un capăt si încastrată la celălalt, încastrarea putându-se deplasa într-un plan transversal al barei, similar cazului anterior, aceasta fiind solicitată de o forță axială de compresiune P (Fig. 1.8);

Lungimea de flambaj este :

; (1.13)

Fig. 1.3.6 Cazul VI de flambaj

Limita de valabilitate a relației lui Euler. Flambajul barei în domeniul elasto-plastic.

Rezultatul raportului:

λ= (1.14)

unde,

= (1.15)

Constituie raza de inerție minimă, poartă numele de coeficient de zveltețe sau de subțirime. Mărimea rezultată în urma raportului prezintă o importanță foarte mare în ceea ce privește studiul analitic al fenomenului de stabilitate.

Formula pentru aflarea tensiunii critice de flambaj este:

=== (1.16)

Diagrama de variație a tensiunii critice de flambaj în funcție de coeficientul de zveltețe λ este o hiperbolă (hiperbola lui Euler, Fig. 1.9). Deoarece formula (1.9) a fost dedusă pentru situația ăn care bara se deformează în domeniul linear-elastic, rezultă că limita de proporționalitate a materialului nu poate fi depașită de către tensiunea critică de flambaj. Coeficientul de zveltețe afferent limitei de proporționalitate () este dat de relația:

= (1.17)

Și reprezintă limita la stânga pentru domeniul de aplicare al relației lui Euler (flambaj elastic).

Limita la dreapta a flambajului elastic este fixată pe bază empirică și stabilită prin norme tehnice. În STAS 10108/0-78, tabelul 23, sunt date valorile maxime pentru coeficienții de zveltețe, dintre care redăm mai jos valorile:

=120 – pentru stâlpi principali si grinzi cu zăbrele din oțel;

=150 – pentru stâlpi secundari din oțel;

=250 – pentru barele care nu fac parte din elementele de rezistență solicitate direct.

Pentru barele din fontă se recomandă =120, iar pentru lemn =150.

Formulele (1.9) și (1.16) pot fi utilizate pentru calculul flambajului pentru λ ∈ [,], adică pentru domeniul elastic.

Pentru barele care prezintă o lungime mică, pentru care rezultă o valoare , flambajul se produce în domeniul elasto-plastic, adică λ<. Pentru acest domeniu de prducere a flambajului au fost stabilite o serie de formule empirice pentru a putea face posibil calculul tensiunii critice de flambaj. Dintre acestea, cea mai folosită este formula Tetmayer-Iasinski.

=a-b*λ (1.18)

Diagrama funcției (1.18) este o dreapta din care se utilizează doar segmental BD (Fig. 1.9). Punctul B constituie limita la dreapta și rezultă din intersecția dreptei Tetmayer-Iasinski cu hiperbola lui Euler. Punctul D constituie limita la stânga și rezultă din intersecția dreptei Tetmayer-Iasinki cu palierul . Abscisa corespunzătoare punctului D este . Deci formula (1.18) poate fi utilizată numai pentru domeniul λ ∈ [,].

Din limitarea la stânga a valabilității relației lui Tetmayer-Iasinski, calculul coeficientului rezultă astfel: =a-b*λ≤,

În urma caruia se obține se obține:

λ>=

Fig. 1.4.1

Barele foarte scurte, pentru care λ> și , flambajul se produce in domeniul plastic.

Diagrama de mai sus se numește caracteristică de flambaj a materialului și este formată din trei zone:

Hiperbola AB care este valabilă în domeniul elastic, adică λ ∈ [,] și care este reprezentată de ecuația = ;

Dreapta BD care este valabilă în domeniul elasto-plastic, adică λ ∈ [] și care este reprezentată de ecuația =a-b*λ;

Palierul CD care este valabil în domeniul plastic, adică λ< și care este reprezentat de ecuația =.

Calculul la flambaj al barelor comprimate

Calculul la flambaj al barelor asupra cărora se acționează cu o forță de compresiune, se face ținând cont de domeniul de utilizare al barei:

În construcția de maṣini, prin metoda coeficientului de siguranță;

În construcții civile, industrial ṣi agricole, prin metoda coeficientului ϕ (STAS 10108/0-78)

Calculul la flambaj în construcții de maṣini

În principiu, calculul la flambaj constă în determinarea coeficientului de siguranță la flambaj. Acesta este raportul dintre sarcina critică de flambaj ṣi sarcina efectivă, sau cel dintre tensiunea critică de flambaj si tensiunea efectivă.

Relația de calcul pentru coeficientul de siguranță este:

sau (1.19)

în care:

= tensiunea critică la flambaj

σ = tensiunea admisibilă la compresiune

Ținând cont de domeniul în care se utilizează piesa, se alege valoarea coeficientului de siguranță la flambaj c,. În tabelul 1.1 se găsesc valori orientative ale coeficientului de siguranță la flambaj.

Tabelul 1.5.1 Valori ale coeficientului de siguranță

Calculul de verificare ṣi de capacitate de încărcare la flambaj începe cu determinarea coeficientului de zveltețe ṣi numai după ce se stabileṣte domeniul în care trebuie calculate bara, ținând seama de caracteristicile de flambaj ale materialului (ṣi ), se poate efectua calculull respective.

1.5.1.1 Verificarea

Formulele pentru verificarea la flambaj sunt:

= = >c, pentru λ ∈ [,]; (1.20)

= = >c, pentru λ ∈ []; (1.21)

=≤, pentru λ<. (1.22)

1.5.1.2 Capacitatea de încărcare

Formulele de calcul ale capacității de încărcare corespunzătoare fiecarui domeniu sunt:

= , pentru λ ∈ [,]; (1.23)

=, pentru λ ∈ []; (1.24)

=*A, pentru λ<. (1.25)

1.5.1.3 Dimensionarea

Dimensionarea secțiunii barei se poate realiza numai cu formula:

=. (1.26)

Valoarea obținută pentru stă la baza adoptării dimensiunilor pentru secțiunea transversal. Apoi, după ce s-a calculate in prealabil λ, secțiunea se verifică cu relațiile (1.21) ṣi (1.22). Verificarea cu relația (1.20) nu mai este necesară deoarece a fost calculat cu formula (1.26) corespunzătoare domeniului elastic (λ ∈ [,]). Când în urma verificării cu formulele (1.13) rezultă că secțiunea este supradimensionată, sau respectiv că nu rezistă la sarcina P se adopta o nouă secțiune, cu dimensiuni mai mici, respective mai mari ṣi această nouă secțiune se verifică di nou. Calculul de dimensionare urmat de adoptarea unei mărimi a scțiunii ṣi verificarea acesteia se face până când valoarea coeficientului de siguranță efectiv satisfice relația:

≤≤ (1.27)

ṣi se numeṣte dimensionarea prin încercări successive.

Analizând formula utilizată la dimensionare (1.26) se observă că în cazul flambajului nu se iau în considerare rezistența la rupere sau de curgere ( sau ) ale materialul, ci caracteristica elastică E. Deoarece valoarea modulului de elasticitate este aproximativ aceeaṣi pentru oțeluri (E=210 GPa) în domeniul elastic, trebuie să se utilizeze un oțel care are o rezistență mica, folosirea unui oțel aliat sau care prezintă o calitate superioară nu ar fi justificată justificată.

Un alt lucru important este ca secțiunea transversal să prezinte moment de inerție având aceleași valori pe cele două direcții principale sau să aibă valori cât mai apropiate. Pentru a stabili echilibrul elastic, nu se va folosi un material care contribuie difernța – . Putem spune despre o bară că prezintă o secțiune care utilizează materialul în mod efficient atunci când = .

Forme optime ale secțiunii transversale

Barele supuse la compresiune au de obicei aceași formă a secțiunii transversale pe toată lungimea lor. Cu toate astea, barele prismatice nu prezintă forma optima atunci când se dorește să se obțină masa minima. Sarcina critică a unei bare cu un anumit volum de material poate fi mărită modificând forma barei în așa fel încât bara să aibă aria secțiunii transversal mai mare în regiunile unde momentele de încovoiere sunt mai mari. Luăm ca exemplu o bară de secțiune circulară simplu rezemată. O bară de forma celei din Fig 1.10 a. va avea o sarcină critică mai mare decât o bara prismatică care are același volum de material Fig 1.10 a.

Fig. 1.11

Pentru a obține o forma optimă, barele prismatice sunt uneori aramate pe anumite porțiuni ale lungimii lor Fig. 1.10 b.

Dacă se consideră o bara prismatică simplu rezemată care poate flamba pe orice direcție lateral. Pentru a evita fenomenul de flambaj, se recomandă utilizarea de secțiuni transversale care prezintă momente de inerție apropiate sau egale și de valori mari. De preferat sunt secțiunile închise precum cele din Fig. 1.11 a și 1.11 b, iar de evitat sunt formele secțiunii prezentate in Fig. 1.11 c, 1.11 d și 1.11 d deoarece au momentele de inerție pe direcția axei y mult mai mari decât cele de pe axa z.

Fig. 1.12

Capitolul 2 – Calculul analitic al unei bare solicitată la compresiune

În cadrul acestui capitol, se va analiza din punct de vedere analitic, comportamentul unei bare supuse la compresiune. Structura studiată este confecționată dinaluminiu și are următoarele dimensiuni: L=1000 mm, secțiune circular cu diametrul d= φ12 mm. Caracteristicile elastice ale materialului barei sunt: E=70 GPa, G=26 GPa. Bara studiată este considerată ca fiind simplu rezemată și solicitată la compresiune. Se vor determina analitic primele 5 sarcini critice de flambaj.

Utilizând relația lui Euler, se pot calcula primele 6 sarcini critice de flambaj:

= (2.1)

======1017,87

A=π*=π*=113,09

===3 mm

L=1000 mm

λ===333,33

Pentru aluminiu =50; =0

λ> => Bara este solicitată în domeniul elastic => relația lui Euler este valabilă.

Pentru n=1:

== = 0,702 kN = 703,21 N

Pentru n=2:

== = 2813 N

Pentru n=3:

== = 6329 N

Pentru n=4:

== = 11250 N

Pentru n=5:

== = 17850 N

Capitolul 3 – Simularea numerică a comportamentului unei bare solicitate la compresiune prin metoda elementelor finite

3.1 Noțiuni generale cu privire la metoda elementelor finite

Metoda elementelor finite este o metodă numerică utilizată la rezolvarea ecuațiilor cu derivate parțiale care modelează sisteme fizice cu un număr infinit de grade de libertate. În urma aplicării metodei elementelor finite, aceste ecuații cu derivate parțiale sunt reduse la sisteme de ecuații algebrice, adică la un system discret cu un număr finit de grade de libertate.

Ideea fundamentală a metodei elementelor finite constă în faptul ca domeniul dat al problemei este reprezentat ca un ansamblu de subregiuni numite elemente finite. Aceste elemente sunt conectate între ele si poartă numele de noduri

În alte cuvinte, se poate spune că metoda elementelor finite se bazează pe construirea obiectelor complicate utilizând obiecte simple sau împărțirea elementelor complicate în obiecte simple., putându-se astfel aplica scheme de calcul pe care le cunoastem. La baza acestei metode sta gasirea unei soluții pentru o problemă complicate, înlocuind-o cu una mai simplă.

Metoda elementelor finite poate fi utilizată în diverse ramuri ale ingineriei (și nu numai), unde se gasesc fenomene fizice descrise de ecuații cu derivate partiale. Aceasta metodă poate fi utilizată pentru: analiza structurală, analiza fluidelor, analiza magnetică și analiza electrică.

Cu ajutorul metodei elementelor finite se pot rezolva urmatoarele tipuri de probleme:

Probleme de echilibru, caz în care funcțiile necunoscute nu depend de timp. Acest tip de probleme apar la detetminarea comportării elastice, a corpurilor solid deformabile, în regim static.

Probleme de valori proprii, în care parametrii sunt independenți de timp, determinandu-se anumite valori critice ale acestor parametrii. Problemele de valori proprii apar la determinarea forțelor critice de pierdere a stabilității unei structure sau în problem de analiză modală a structurilor, când se determină frecvențele proprii și modurile proprii associate acestor frecvențe.

Probleme de propagare, sau probleme în care funcțiile necunoscute sunt dependente de timp. Astfel de problem apar la studiul răspunsului dinamic al unei structuri.

Avantajele metodei elementelor finite:

Generalitatea – poate fi utlizată pentru rezolvarea diferitelor probleme, amintite anterior, fiind limitată doar de lipsa de imaginație a utilizatorului;

Suplețea – există o libertate deplină în ceea ce privește modelul de calcul al problemei, neexistând nicio restricție care decurge din metodă;

Simplitatea conceptelor de bază – nu este necesar ca utilizatorul sa dețină cunostiințe de matematică sau informatică, ci doar sa fie un bun inginer, adică să prezinte cunoștințe de baza inginerești;

Utlizarea calculatoarelor

Existența programelor de calcul ci metoda elementelor finite – ABAQUS, ANSYS, NASTRAN, PATRAN, etc

Dezavantajele metodei elementulor finite:

Metoda este aproximativă – analiza se efectuază pentru un model și nu pe structura reală, astfel nu pot fi prevăzute cu exactitate abaterile mărimilor calculate;

Modelul de calcul este subiectiv si arbitrar – utilizatorul având liberate deplină în construcția modelului care urmează a fi analizat;

Elaborarea modelului de calcul este laborioasă – utilizatorul are nevoie de cunoștințe în cee ace privește interfața CAD-CAE;

Programele folosite pentru analiza cu element finit sunt foarte scumpe si complexe.

3.2 Studiul de caz pentru o bară de secțiune circulară simplu rezemată solicitată la compresiune uniaxială

Pentru acest studiu am ales să utilizez soft-ul ABQUS destinat analizei cu elemente finite a diverselor structure. Pentru analiza de față s-a realizat un model 2D al barei studiate ( Fig. 3.1) precizându-se forma și dimensiunile secțiunii transversale ale acesteia și totodată caracteristicile mecanice și elastice ale materialului din care este confecționată (același material luat în considerare și în calculul analitic luat în considerare în capitolul 3)

Fig. 3.1 – Model 2D al barei analizate

Bara, la fel ca și în calculul analitic se considera a fi simplu rezemată la capetele ei și solicitată de o sarcină concentrat aplicată orientată în lungul axei barei, având valoarea unitară pentru a putea permite calculul primelor 5 sarcini critice de flambaj. Bara astfel solicitată si rezemată este prezentată in Fig. 3.2.

Fig. 3.2 Bara rezemată și solicitată

Pentru discretizarea (împărțirea în elemente finite a modelul 2D astfel creeat s-au utliziat elemente finite de tip beam (B23, tipul elementului finit din ABAQUS) cu două noduri. Structura noastră a fost împărțită într-un număr de 100 de astfel de elemente finite (Fig 3.3)

Fig. 3.3

În urma rulării analizei de flambaj s-au obținut valorile forțelor critice de flambaj pentru primele 5 moduri/ cazuri de deformare. În Fig. 3.4- Fig. 3.8 sunt prezentate aceste rezultate obținute cu ajutorul metodei elementelor finite.

Fig. 3.4

Fig. 3.5

Fig. 3.6

Fig. 3.7

Fig. 3.8

Dacă se realizează o analiză comparativă a rezultatelor obținute pec ale analitică (Capitolul 2) și cele obținute cu ajutorul elementelor finite (Tabelul 3.1) se poate observa faptul că modelul 2D realizat și analiza numerică facută pe acesta se apropie foarte mult de rezultatele obținute pec ale analitică, erorile încadrându-se într-o marjă de 10%.

Tabel 3.1

Formula de calcul a erorii este :

(3.1)

Exemplul luat este unul simplu tocmai pentru a verfica valabilitatea modelului 2D realizat in ABAQUS. Se pot realiza studii similare pe structuri mai complexe din punct de vedere al formei secțiunii pe un model similar cu cel prezentat în capitolul de față.

Capitolul 4 – Variante constructive ale dispozitivelor pentru studiul flambajului

În practica inginerească (îndeosebi în zona de cercetare) exită mai multe variante constructive ale acestor tipuri de dispositive. Toate se bazează în principal pe același principiu de bază și anume măsurarea sarcinilor la care apare fenomenul de flambaj și a deformațiilor din structurile studiate. În funcție de producătorul acestor dispositive există modalități diferite de mpsurare a acestor parametrii și de achiziție a datelor experimentale.

4.1 Dispozitiv pentru studiul flambajului și al încărcărilor

Fig. 4.1.1

Dispozitivul din imaginea precedentă permite testarea unei varietăti de structure. Acesta arată modul în care structurile se deformează și sarcinile de flambaj pentru diferite lungimi, forme și secțiuni transversal ale structurilor.

Partea principală a dispozitivului este o placă de aluminium cu picioruse reglabile pe înălțime. La un capăt este un dispozitiv de încărcare care utilizează un surub pentru a transmite sarcina structurii testate. La capătul opus se află un dispozitiv pentru măsurarea sarcinii.

Acesta este un mecanism de precizie care rezistă la momente de încovoiere produse de catre structurile testate în momentul cedării acestora, transmițând totodată forța axială captorului de forță. Acesta oferă valoarea sarcinii cu o acuratețe ridicată.

Un ceas comparator prins pe partlea laterală a dispozitivului a carei ghidaje permite translația acestuia de-a lungul dispozitivului.

4.2 Dispozitiv pentru studiul barelor drepte

Fig. 4.2.2

Cu ajutorul dispozitivului din imaginea precedentă se testează bare drepte confcționate din aluminiu. Pentru a aplica sarcina asupra barei, se utilizează un mecansim cu șurub. Echipamentul are un dispozitiv care permite rezemarea structurilor în diferite moduri (încastrate, articulate, libere).

Forța pe care o suportă bara, este stocată într-un captor de forță și afisată pe dispozitivul digital de afișare a sarcinii. Rigla magnetică aplicată la mijlocul dispozitivului, perimite citirea dimensiunii pe care bara flambează.

Dispozitivul poate fi folosit pentru a analiza comportamentul la flambaj pentru diferite lungimi ale barei si diferite moduri de rezemare.

Capitolul 5 – Proiectarea unui dispozitiv pentru studiul flambajului barelor drepte de secțiune circulară

În proiectarea dispozitivului de față s-a pornit de la una dintre variantele constructive găsite în literatura de specialitate. Părțile componente ale acesteia sunt prezentate în figura 5.1

Fig. 5.1

1. Reazem acționat manual

2 Ajustor de înălțime

3. Ceas comparator

4. Captor de forță

5. Tijă cu greutăți

6. Bară testate

5.1 Modul de funcționare a dispozitivului și principalele părți componente ale acestuia

Fig. 5.1.1

Dispozivul este proiectat pentru studiul la flambaj al barelor drepte sub anumite influențe. Toate problemele de flambaj relevante sunt demonstrate cu ajutorul experimentelor. În experimentul care se poate face cu acest dispozitiv, bara este articulată la ambele capete cu ajutorul reazemelor, conform primului caz de rezemare al barelor drepte, considerat cazul clasic de flambaj. Însă schimbând tipul legăturilor, se pot analiza si celelalte cazuri de flambaj.

Forța de compresiune va fi aplictă asupra barei cu ajutorul unul element de încărcare reglabil pe înălțime 5 și al reazemului acționat manual 7, funcționînd pe principiul unui mecanism cu șurub de mișcare. Ajustorul de înălțime culisează pe coloanele laterale 3 în așa fel încât să fie în contact cu bara testate 8, fară a o comprima, apoi reazemul poziționat în partea superioară a dispozitivului se acționează manual, deșurubânsu-se din șurubul central 6. Prin deșurubare, reazemul se deplasează pe direcție axială, aplicând astfel la nivelul barei forța de compresiune. Suportul axial dintre reazmul din partea superioară și bara testată previne apariția momentelor de torsiune pe bara supusă testului.

După ce forța de compresiune a fost aplicată asupra barei, aceasta va flamba pe direcție laterală (direcția pe care momentul de inerție axial este cel mai mic). Valoarea deplasării laterale a barei este măsurată cu ajutorul unui ceas comparator 9. Forța cu care s-a acționat asupra barei este măsurată cu ajutorul unui captor de forță 10 care este conectat la computer-ul 1, putându-se salva valorile măsurate pentru sarcinile aplicate. Suplimentar, cu ajutorul tijei cu greutăți, poate fi aplicată o forță adițională, acționând bara pe direcție laterală, producând astfel tensiuni de forfecare.

Experimentele efectuate pe astfel de stand-uri demonstrează cum diverși factori, precum lungimea barei, materialul și tipul de rezemare afecteaza comportamenul la flambaj.

Modelele 3D ale principalelor părți componente ale dispozitivului proiectat sunt prezentate în continuare:

Placă de bază (Fig. 5.1.2)

Fig. 5.1.2

Coloană laterală ( Fig 5.1.3)

Fig. 5.1.3

Reazem rotativ ( Fig. 5.1.4)

Fig. 5.1.4

Adjustor de înălțime ( Fig. 5.1.5)

Fig. 5.1.5

Placa superioara (Fig. 5.1.6)

Fig. 5.1.6

Șurub de blocare ( Fig. 5.1.7)

Fig. 5.1.7

Suport ceas comparator (Fig. 5.1.8)

Fig. 5.1.8

Reazem inferior (Fig. 5.1.9)

Fig. 5.1.9

Dimensionarea principalelor elemente component ale dispozitivului.

Determinara sarcinii capabile a barei testate

În proiecarea dispozitivului s-a pornit de la dimensiunile (atât cele de gabarit, cât și cele referitoare la secțiunea transversală) barelor care urmează a fi testate.

Astfel lungimea maximă a unei bare care poate fi testate cu acest dispozitiv este de 1 m, iar dimensiunea secțiunii transversal este de ϕ12 mm. În studiul prezentat în acest capitol se consideră că bara este confecționată din aluminiu. Cu următoarele caracteristici mecanice și elastice:

Limita la curgere elastic: ≥ 100 MPa

Rezzistența de rupere la tracțiune: ≥ 120 MPa

Alungirea: A≥ 4 %

Duritatea≥35 HV

Modulul de elasticitate: E= 70 GPa

Fig. 5 2.1

Pentru a determina sarcina capabilă să o suporte bara testate înainte a a flamba, se utilizează relația lui Euler:

=

Unde,

E- Modulul de elasticitate a materialului(aluminiu);

– Momentul de inerție minim;

c- coeficientul de siguranță impus;

– lungimea de flambaj.

======1017,87

Pentru a determina domeniul în care bara este solicitată ( eleastic, elasto-plastic sau plastic) trebuie sa se determine valoarea coeficientului de sveltețe λ cu ajutorul relației:

λ=

Unde,

– raza de inerție minima care se determină cu relația:

===3 mm

A=π*=π*=113,09

=L=1000 mm

λ===333,33

Pentru aluminiu =50; =0

λ> => Bara este solicitată în domeniul elastic

== ==0.175 kN=175N

Pentru domeniul elasto-plastic sarcina capabilă se determină astfel:

= a-b*λ

Pentru aluminiu a= 372; b=2,14

= 372-2,14*λ=372-237,76=134,23 MPa

Dar = => = *A= 134,23*113,09= 15180,68 N = 15,18 kN=15180,68 N

c=

=== 3,79 kN=3790N

Dimensionarea coloanelor laterale

Pentru a dimensiona coloanele trebuie să se analizeze forțele care se exercită la nivelul dispozitivului. Forța predominantă care acționează la nivelul dispozitivului este forța axiala de compresiune, prin urmare, coloanele laterale trebuie dimensionate ținând cont de forța axială de compresiune.

Coloanele laterale ale dispozitivului sunt confecționate din St 37 EN DIN 10025 ( OL 37 STAS 500) cu modulul de elasticitate longitudinal =200 GPa Acestor coloane le este impus un coeficient de siguranță c= 4.

Fig. 5.2.2.

Pentru a dimensiona coloanele laterale ale dispozitivului, se pornește de la sarcina capabilă a barei supuse la test, deoarce, aceea este sarcina maximă care va fi aplicată la nivelul dispozitivului.

În subcapitolul precedent s-a determinat sarcina capabilă a barei testate, fiind de 0.175 kN. Datorita faptului că dispozitivul este format din doua coloane laterale, în dimensionarea acestora se consideră jumătate din sarcina capabilă calculate la subcapitolul anterior, aidcă:

P=0,0875 kN

Momentul de inerție minim se determină cu relația:

=== (5.2.2.1)

Totodată, putem deduce momentul de inerție minim din relația de calcul a sarcinii capabile:

= => = (5.2.2.2)

Unde, =2*L=1500*2=3000mm

Echivalând relațiile (5.2.2.1) și (5.2.2.2) se obține:

Rezultă că diametrul secțiunii transversal a barei este:

= =21,25 mm => adopt d=35 mm

II. Studiul tehnic – Ptoiectarea tehnologiei de execuție și a SDV-urilor aferente reperului PLACĂ,

1.Studiul piesei pe baza desenului de execuție a reperului

Rolul functional al piesei

Reperul de tip “placă” este utiliat în cadrul unei matrițe de injecție a maselor plastic.

Fig. 1.1

1.2 Analiaza posibilităților de realizare a preciziei macro și micro- geometrice prescrise in desenul de reper:

Fig. 1.2 – Studiul suprafețelor

Tabel 1.1

2. Date privind tehnologia semifabricatului

2.1 Date aupra materialului semifabricatului

Materialul din care se realizează piesa este OLC 45 STAS 880-88 ( C45 EN DIN 10025). Caracteristici conform STAS 880-88: ”Oțeluri aliate și oțeluri superioare pentru construcții de mașini„

Deoarece materialul OLC 45 este un oțel de imbunataire, după tratamentul de normalizare se realizează imbunătațirea care constă într-o călire la 830-850C cu răcire in apă sau ulei și o revenire înaltă la temperatura de 550- 650C urmată de răcire în aer.

Tabelul 1.2

2.2 Tehnologia de obținere a semifabricatului

Laminarea este procedeul de prelucrare prin deformare plastică la cald sau la rece cu ajutorul unor utilaje numite laminoare. Prelucrarea prin laminare constă în presarea semifabricatului la trecerea printre 2 cilindrii, care se rotesc în sens invers.

În cazul laminării la cald (cazul de fată), lingourile se intoduc în cuptoare speciale unde li se ridică temperatura în domeniu austenitic (830 – 850C) deasupra punctului Ac3.

După laminare rugozitatea generală obținută este de 12,5…25 μm, iar abaterile între 0,4…2,5 mm.

După laminare semifabricatele sunt supuse la tratamente termice primare, pentru obținerea structurilor de echilibru cu o duritate sub 200 HB, în vederea asigurării unei prelucrabilități prin așchiere corespunzătoare. Oțelurile de îmbunătățire în general pot fi supuse următoarelor tratamente primare:

recoacere de normalizare;

recoacere completă;

recoacere izotermă;

recoacere incompletă.

2.3 Adaosurile totale de prelucrare

Adaosuri de prelucrare la degrosare

Pentru lungimea de 180 mm si latimea de 156 mm aleg adaosul de prelucrare la degrosare =2 mm => =2*2=4 mm

=> L=180 + 4=184mm; l=156 + 4=160mm

Pentru grosimea g de 22 mm aleg adaosul de prelucrare:

la frezarea de semifinisare =1 mm

la rectificarea de degrosare =0.40 mm;

la frezarea de degrosare =3mm=>=2*3=6 mm.

=>g= 22+ 1+ 0.4+ 6= 29.4 mm.

Conform SR EN 10025, aleg semifabricatul 184*160*30.

Dimensiunile de 160 mm si 40mm fiind stas pt otelul lat, iar dimensiunea de 184 mm se va obtine prin debitare dintr-un otel lat avand lungimea de 2000mm.

Conform SR EN 10058, aleg pt l(=160mm) tolerantele ±2.5.

Conform tipul prelucrarii cu care se realizeaza debitarea (taiere cu flacara) am ales pentru L(=180mm) tolerantele ±0.5.

=> L=184±0.5 mm; l=160±2.5 mm.

Conform SR EN 10058, aleg pt g tolerantele ±1

=>g= 30±1 mm.

2.4 Schița semifabricatului

Fig. 2 – Schița SF

3. Proiectarea procesului tehnologic de prelucrare mecanică

3.1 Proictarea structurii și a succesiunii operațiilor procesului tehnologic de prelucrare mecanică pe mșini clasice

Operatia 1: Debitare

Operatia 2: Frezare frontala de degrosare S3

Operatia 3: Frezare frontala de degrosare S1 si S1’

Operatia 4: Frezare frontala de degrosare S2 si S2’

Operatia 5: Frezare frontala de degrosare S3’

Operatia 6: Frezare frontala de semifinisare S3

Operatia 7: Control tehnic intermediar

Operatia 8: Gaurire S4 ø16 + Largire S4

Operatia 9: Alezare de finisare S4

Operatia 10: Gaurire S5

Operatia 11: Alezare de finisare S5

Operatia 12: Frezare cilindro-frontala (buzunar profilat) de degrosare S10 cu freza ø45

Operatia 13 : Frezare cilindro-frontala (buzunar profilat) de degrosare S10 cu freza ø20

Operatia 14: Frezare cilindro-frontala (buzunar profilat) de finisare S10 cu freza ø6

Operatia 15: Frezare cilindro-frontala (buzunar strapuns) de degrosare S11 cu freza ø27

Operatia 16: Frezare cilindro-frontala (buzunar strapuns) de semifinisare S11 cu freza ø6

Operatia 17: Mortezarea colturilor S11

Operatia 18: Frezare cilindro frontala de degrosare S1”

Operatia 19: Gaurire S9

Operatia 20: Filetare S9

Operatia 21: Frezare cilindro frontala de degrosare S2”

Operatia 22: Gaurire S12 + Adancire S13+Filetare S12

Operatia 23: Gaurire S14 +Filetarea S14

Operatia 24: Gaurire S6+Filetare S6

Operatia 25: Gaurire S7

Operatia 26: Filetare S7

Operatia 27: Gaurire S8

Operatia 28:Alezare de finisare S8

Operatia 29: Control tehnic de calitate

Operatia 30: Tratament termic

Operatia 31: Rectificare plana S3

Operatia 32: Control tehnic de calitate final

Operația 1: Debitare

Fazele operației :

Faza 1: Prindere semifabricat

Faza 2: Debitare

Faza 3: Desprindere semifabricat

Faza 4: Control

Mașina unealtă – Debitare cu flacară oxiacetilenică

Fig. 3 – Schița operației 1

Operația 2: Freazare frontala de degroșare S3

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de degroșare S3

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat verticală FV 32

Fig. 4 – Schița operației 2

Operația 3: Freazare frontala de degroșare S1, S1’

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de degroșare S2

Faza 3 : Întoarcere semifabricat

Faza 4 : Frezare de degroșare S2`

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat verticală FV 32

Fig. 5 – Schița operației 3 Varianta I

Fig. 6 – Schița operației 3 Varianta II

Operația 4: Freazare frontala de degroșare S2, S2’

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Faza 2 : Frezare de degroșare S2

Faza 3 : Întoarcere semifabricat

Faza 4 : Frezare de degroșare S2`

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat verticală FV 32

Fig. 7 – Schița operației 4

Operația 5: Freazare frontala de degrosare S3’

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de degroșare S3’

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat universala FV 32

Fig. 8 – Schița operației 5

Operația 6: Freazare frontala de semifinisare S3

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de semifinisare S3

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat universala FV 32

Fig. 9 – Schița operației 6

Operația 7: Control tehnic de calitate intermediar

Operația 8: Gaurire + Largire S4

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Gaurire S4 Ø16, i=3 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat de 2 ori

Faza 4 : Schimbare scula

Faza 5 : Largire S4 Ø24.8, i=3 găuri

Faza 6 : Repoziționare semifabricat de 2 ori

Faza 7 : Desprindere semifabricat

Faza 8 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G 25

Fig. 10 – Schița operației 8

Operația 9: Alezare de finisare S4

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Alezare S5 Ø25, i=3 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat de 2 ori

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G25

Fig. 11 – Schița operației 9

Operația 10: Găurire S5

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Găurire S5 Ø14.8, i=2 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat 1 data

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G25

Fig. 12 – Schița operației 10

Operația 11 Alezare de finisare S5

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Alezare S5 Ø15, i=2 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat 1 data

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G 25

Fig. 13 – Schița operației 11

Operația 12: Freazare cilindro-frontala (buzunar profilat) de degrosare a S10 cu freza Ø45

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de degroșare S10

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat universala FV 32

Fig. 14 – Schița operației 12

Operația 13: Freazare cilindro-frontala (buzunar profilat) de degrosare a S10 cu freza Ø20

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de degroșare S10

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat universala FV 32

Fig. 15 – Schița operației 13

Operația 14: Freazare cilindro-frontala (buzunar profilat) de semifinisare a S10 cu freza Ø6

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de semifinisare S10

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat universala FV 32

Fig. 16 – Schița operației 14

Operația 15: Freazare cilindro-frontala (buzunar strapuns) de degrosare a S11 cu freza Ø27

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de degroșare S11

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat universala FV 32

Fig. 17 – Schița operației 15

Operația 16: Freazare cilindro-frontala (buzunar strapuns) de semifinsare a S11 cu freza Ø6

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de semifinsare S11

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat universala FV 32

Fig. 18 – Schița operației 16

Operația 17: Mortezarea colturilor S11

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Mortezaea colturilor pentru S11

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat si rabotat cu portal MFR 1200

Fig. 19 – Schița operației 17

Operația 18: Freazare cilindro-frontala de degrosare a S1”

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare cilindro-frontala de degroșare S1”

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat universala FV 32

Fig. 20 – Schița operației 18

Operația 19: Găurire S9

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Găurire S9 Ø4×8, i=6 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat de 5 ori

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G 25

Fig. 21 – Schița operației 19

Operația 20: Filetare S9

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Filetare S9 M5 x 8, i=6 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat de 5 ori

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

Mașina unealtă – Mașină de filetat interior vertical MFIV- 16

Fig. 22 – Schița operației 20

Operația 21: Freazare cilindro-frontala de degrosare a S2”

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare cilindro-frontala de degroșare S2”

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă – Mașină de frezat universala FV 32

Fig. 23 – Schița operației 21

Operația 22: Gaurire S12 + Adancire S13 + Filetare S12

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Gaurire S12 Ø8, i=1 gaură

Faza 4 : Schimbare scula

Faza 5 : Adancire S13 Ø10, i=1 gaură

Faza 6 : Schimbare scula

Faza 7 : Filetare S12 M10 x 27, i=1 gaură

Faza 8 : Desprindere semifabricat

Faza 9 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G 25

Fig. 24 – Schița operației 22

Operația 23: Gaurire S14 + Filetare S14

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Gaurire S14 Ø2.4, i=1 gaură

Faza 4 : Schimbare scula

Faza 5 : Filetare S14 M3 x 19, i=1 gaură

Faza 6 : Desprindere semifabricat

Faza 7 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G25

Fig. 25 – Schița operației 23

Operația 24: Gaurire S6 + Filetare S6

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Gaurire S6 Ø4.8 x 12, i=2 găuri

Faza 4 : Schimbare scula

Faza 5 : Filetare S6 M6 x 10, i=2 găuri

Faza 6 : Desprindere semifabricat

Faza 7 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G25

Fig. 26 – Schița operației 24

Operația 25: Găurire S7

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Găurire S7 Ø3.2×15 i=6 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat de 5 ori

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G 25

Fig. 27 – Schița operației 25

Operația 26: Filetare S7

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Filetare S7 M4 x 12, i=6 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat de 5 ori

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

Mașina unealtă – Mașină de filetat interior vertical MFIV-16

Fig. 28 – Schița operației 26

Operația 27: Găurire S8

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Găurire S8 Ø2.8×15 i=2 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat 1data

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G 25

Fig. 29 – Schița operației 27

Operația 28 Alezare de finisare S8

Fazele operației :

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Alezare S8 Ø3 x 15, i=2 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat 1 data

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

Mașina unealtă – Mașină de găurit vertical G 25

Fig. 30 – Schița operației 28

Operația 29: Control tehnic de calitate intermediar

Operația 30: Tratament termic

TT 30 – 34 HRC

Operația 31: Rectificare plană S3

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Rectificare S3

Faza 3 : Desprindere semifabricat

Faza 4 : Control

Mașina unealtă – Mașină de rectificat plan PROMA PBP 400 A

Fig. 31- Schița operației 31

Operația 32: Control tehnic de calitate final

3.2 Proiectarea conținutului a 6 operații de prelucrare mecanică din procesul tehnologic, din care minin 2 operații în minim 2 variante tehnologice.

3.2.1 Operația 3: Freazare frontala de degroșare S1, S1’ – Varianta I – frezare succesivă

Schița operației

Fig. 32 – Schița operației 3 – Varianta I

Fazele operației

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de degroșare S2

Faza 3 : Întoarcere semifabricat

Faza 4 : Frezare de degroșare S2`

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

Mașina unealtă

Mașina unealtă folosită este FV 32, aleasă din catalogul de produse Înfrățirea Oradea, cu următoarele dimensiuni și parametrii ai regimului de așchiere:

S=325*1325 [mm]

Curse de lucru maxime:

Longitudinale 700 [mm]

Transversale 250 [mm]

Verticale 370 [mm]

Numărul treptelor de turație: 18

Gama de turații [ rot/min ]

30 37,5 47,5 60 75 95 118 150 190

235 300 375 475 600 750 950 1180 1500

Numărul treptelor de avans : 18

Domeniul de avansuri :

longitudinal : 19-950 mm/min

-transversal : 19-950 mm/min

-vertical : ¼ din avansul longitudinal

Puterea motorului principal 7.5 [Kw]

Masa mașinii : 3100 kg

Dimensiuni de gabarit ale mașinii :

lungimea L=2215 mm

lățimea l=1750 mm

înălțimea h=1920 mm

Scula așchietoare

Freză frontală cu alezaj F45ST D040-22 cu dinți demontabili cu plăcuțe interschimbabile din carburi metalice.

D= 40

Z= 3

Da= 22

Ap= 6.5

Greutate : 0.54 kg

Plăcuțele utilizate sunt de tipul SEK/MT – (45 ͦ ).

Dispozitivul de prindere al semifabricatului

Semifabricatul se prinde în menghina mașinii-unelte.

Dispozitivul de prindere al sculei așchietoare

Dorn port freză de tipul B cu diametrul d=ø22 [mm], l= 21 [mm], Sistemul de legătură cu maṣina unealtă 3-ISO 30.

Mijlocul de măsurare

Șubler 0,1×150 STAS 1373/2-88

-domeniul de măsurare: 0 – 150 mm;

-valoarea diviziunii: 1 mm;

-precizia de măsurare: 0,1 mm.

Adaosul de prelucrare intermediare si totale:

Frezare de degrosare:

=2 mm => =2*2=4 mm

160-4=156 mm

Regimul de așchiere

Stabilirea adâncimii de aṣchiere

t==2 mm

= 27 = lungimea de contact între taiṣul sculei si piesa de prelucrat

Stabilirea avansului pe dinte

Pentru puterea maṣinii unelte cuprinsă între 5 ṣi 10 Kw, la frezarea oțelului se recomandă:

=0.12÷0.2 mm/dinte

Aleg =0.16 mm/dinte

=*z mm/rot

z=3 dinti

=0.16*3= 0.48 mm/rot

Stabilirea durabilității economice

=180 min

Stabilirea vitezei de aṣchiere

Formula de calcul a vitezei de aṣchiere este:

Unde:

D=32 mm = diametrul frezei

T=180 min = durabilitatea sculei aṣchietoare

= coeficient de corecție dat de formula:

= ***

= *( = 1*( =1.19 = coeficient in funcție de materialul prelucrat

= 0.9 = coeficient in funcție de starea suprafeței

= 1= coeficient in funcție de grupa de utilizare a plăcuțelor

= 0.87 = coeficient in funcție de unghiul de atac principal

=1.19*0.9*1*0.87= 0.93

= 29.93 m/min

Numărul de rotații al sculei

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 235 rot/min și se recalculează viteza:

Stabilirea vitezei de avans

Se calculează forța principală de aṣchiere :

vs = sd · z · nr = 0,16·3·235= 112.8 [mm/min]

Se adoptă vs = 115 [mm/min], din caracteristicile mașinii unelte

sd real= = 0.16[mm/dinte]

Determinarea puterii consumate prin aṣchiere

Puterea efectivă la frezare Ne se calculează cu relația:

unde,

Ft – componenta tangențială a forței de așchiere în daN

v – viteza de așchiere.

= 1496.56 daN

t1 este lungimea de contact

sd este avansul pe dinte

t este adâncimea de așchiere

z – numărul de dinți

D – diametrul frezei

n – turația frezei

Kmf este coeficient de corecție în funcție de materialul prelucrat

Valorile coeficientului Cf și ale exponenților din relația de mai sus sunt: ([4], vol I, tab. 14.7)

Cf = 8250; Xf = 1.1; Yf = 0.75; Uf = 1; Qf = 1.3; Wf = 0.2

, unde

n = 1

Ne < NMe· (5.88 < 7.5 * 0.9) (6.3120ea vitezei de avansunct de vedere al rezisten

În concluzie prelucrarea se poate executa pe mașină de frezat universală FV32 cu urmatorii parametrii ai regimului de așchiere:

Nme= 7.5[KW]

adâncimea de așchiere t= 2 [mm]

viteza de avans vs = 60 [mm/min],

viteza de așchiere = 23.55 [m/min]

Metoda de reglare a sculei la cotă

Reglarea sculei se va face după aṣchii de probă .

Normarea tehnică de timp

=+++++ [min]

Tn = timpul normat pe operație [min]

Tpî = timpul de pregătire – încheiere [min]

Tb = timpul de bază sau de mașină [min]

Ta = timpul auxiliar sau ajutător [min]

Tdt = timpul de deservire tehnică [min]

Tdo = timpul de deservire organizatorică [min]

Ton = timpul de odihnă și necesități firești [min]

Timpul de bază

= [min]

l= lungimea de frezat

l=184 mm

= (+ (0,5…3)

=+ 2

=12 mm

=(1 … 4) mm= 2 mm

i=o trecere

==3.3 min => =2*=6.6 min

Timpi ajutători (Vlase2+Picos2)

=++++

Timp ajutător pentru prinderea – desprinderea piesei în menghină cu strângere mecanică

= 0,55 min

Timp ajutător pentru mânuiri și mișcări auxiliare și de comandă la mașini de frezat:

=0.02+0.04+0.04+0.02+0.02+0.17+0.03= 0.34 min

Timp ajutător pentru măsurări la luarea așchiilor de probă

=0.15 min

Timp ajutător pentru măsurări de control

=0.20 min

=0.55+0.37+0.15+0.20=1.27min => = 2* = 2.54

Timp de deservire tehnică- Tdt

=5.5%* =5.5% * 6.6= 0.33 min

Timp de deservire organizatorică- Tdo

= 1,2% * (+) = 1,2% · (6.6 + 2.54) = 0.1 min

Timp de odihnă și necesități firești- Ton

= 3% · (+) = 3% · 9.14 = 0,27 min

Timp de pregătire încheiere- Tpi

=16,5 min

– Timp unitar

=+++=6.6+2.54+0.33+0.1+0.27= 9.48min

– timpul normat pe operație

=+

n=100 (S-a considerat prelucrarea pe loturi de cate 100 de bucăți)

=9.48+= 9.64min

3.2.2 Operația 3: Freazare frontala de degroșare S1, S1’ – Varianta II – frezare simultană

a) Schița operației

Fig. 33 – Schița operației 3 – Varianta II

b) Fazele operației

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare de degroșare S2&S2’

Faza 3 : Desprindere semifabricat

Faza 4 : Control

c) Mașina unealtă

Mașina unealtă folosită este mașina-unealtă universală de frezat longitudinal cu portal FLP 1600, aleasă din catalogul de produse Înfrățirea Oradea, cu următoarele dimensiuni și parametrii ai regimului de așchiere:

suprafața mesei : 4750 x 1600

cursa longitudinală a mesei: 700 [mm]

cursa transversală a mesei: 250/230 [mm]

cursa verticală a mesei: 370/350 [mm]

puterea motorului: 7.5 [kW]

Gama de turații a axului principal [rot/min]: 30, 37.5, 47.5, 60, 75, 95, 118, 150, 190, 235, 300, 375, 475, 600, 750, 950, 1180, 1500.

Numarul treptelor de rotații ale axului principal [mm]: 18

Gama de avansuri [mm/min]: 19, 23.5, 30, 37.5, 60, 75, 95, 118, 150, 190, 235, 300, 375, 475, 600, 750, 950.

Numarul treptelor de avans al mesei [mm]: 18

Conul axului principal: ISO 50

d) Scula așchietoare

Grup de 2 freze disc cu trei tăiṣuri cu dinti drepti, STAS 2215/2-86

D= ø100

d= ø 32

Z= 22

e) Dispozitivul de prindere al semifabricatului

Menghină pentru prelucrări conform STAS 837/7-75

f) Dispozitivul de prindere al sculei așchietoare

Dorn port-freză Ø 32 x 400 STAS 8706-2

g) Mijlocul de măsurare

Șubler 0,1×150 STAS 1373/2-88

-domeniul de măsurare: 0 – 200 mm;

-valoarea diviziunii: 1 mm;

-precizia de măsurare: 0,1 mm.

h) Adaosul de prelucrare intermediare si totale:

Frezare de degrosare:

=2 mm => =2*2=4 mm

160-4=156 mm

i) Regimul de așchiere

Stabilirea adâncimii de aṣchiere

t==2 mm

= 57 = lungimea de contact între taiṣul sculei si piesa de prelucrat

Stabilirea avansului pe dinte

Pentru puterea maṣinii unelte cuprinsă între 5 ṣi 10 Kw, la frezarea oțelului se recomandă:

=0.12÷0.2 mm/dinte (Picos calcul analitic)

Aleg =0.16 mm/dinte

=*z mm/rot

z=6 dinti

=0.16*6= 0.96 mm/rot

Stabilirea durabilității economice

=180 min (Picos calcul analitic)

Stabilirea vitezei de aṣchiere

Formula de calcul a vitezei de aṣchiere este:

Unde:

D=100 mm = diametrul frezei

T=180 min = durabilitatea sculei aṣchietoare

= coeficient de corecție dat de formula:

= ***

= *( = 1*( =1.19 = coeficient in funcție de materialul prelucrat

= 0.9 = coeficient in funcție de starea suprafeței

= 1= coeficient in funcție de grupa de utilizare a plăcuțelor

= 0.87 = coeficient in funcție de unghiul de atac rincipal

=1.19*0.9*1*0.87= 0.93

= 27.32m/min

Numărul de rotații al sculei

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 75 rot/min și se recalculează viteza:

Stablirea vitezei de avans

Se calculează forța principală de aṣchiere :

vs = sd · z · nr = 0,16·6·75= 72 [mm/min]

Se adoptă vs = 60 [mm/min], din caracteristicile mașinii unelte

sd real= = 0.13[mm/dinte]

Determinarea puterii consumate prin aṣchiere

Puterea efectivă la frezare Ne se calculează cu relația:

unde,

Ft – componenta tangențială a forței de așchiere în daN

v – viteza de așchiere.

= 1862.92 daN

t1 este lungimea de contact

sd este avansul pe dinte

t este adâncimea de așchiere

z – numărul de dinți

D – diametrul frezei

n – turația frezei

Kmf este coeficient de corecție în funcție de materialul prelucrat

Valorile coeficientului Cf și ale exponenților din relația de mai sus sunt: ([4], vol I, tab. 14.7)

Cf = 8250; Xf = 1.1; Yf = 0.75; Uf = 1; Qf = 1.3; Wf = 0.2

, unde

n = 1

Ne < NMe· (6.31 < 7.5 * 0.9) (6.3120ea vitezei de avansunct de vedere al rezisten

În concluzie, operația se poate executa pe mașina-unealtă universală de frezat longitudinal cu portal FLP 1600 cu următorii parametrii ai regimului de așchiere:

NME=7,5[KW]

adâncimea de așchiere t = 2 [mm]

avansul pe dinte sd =0,16 [mm/dinte]

viteza de avans vs = 60 [mm/min]

turația frezei nr = 75 [rot/min]

viteza de așchiere vr = 23.55 [m/min]

j) Metoda de reglare a sculei la cotă

Reglarea sculei se va face după aṣchii de probă .

k) Normarea tehnică de timp

=+++++ [min]

Tn = timpul normat pe operație [min]

Tpî = timpul de pregătire – încheiere [min]

Tb = timpul de bază sau de mașină [min]

Ta = timpul auxiliar sau ajutător [min]

Tdt = timpul de deservire tehnică [min]

Tdo = timpul de deservire organizatorică [min]

Ton = timpul de odihnă și necesități firești [min]

Timpul de bază

= [min]

l= lungimea de frezat

l=184 mm

= (+ (0,5…3)

=+ 2

=12 mm

=(1 … 4) mm= 2 mm

i=o trecere

==3.3 min

Timpi ajutători (Vlase2+Picos2)

=++++

Timp ajutător pentru prinderea – desprinderea piesei în menghină cu strângere mecanică

= 0,55 min

Timp ajutător pentru mânuiri și mișcări auxiliare și de comandă la mașini de frezat:

=0.02+0.04+0.04+0.02+0.02+0.17+0.03= 0.34 min

Timp ajutător pentru măsurări la luarea așchiilor de probă

=0.15 min

Timp ajutător pentru măsurări de control

=0.20 min

=0.55+0.37+0.15+0.20=1.27min

Timp de deservire tehnică- Tdt

=5.5%* =5.5% * 3.3= 0.18 min

Timp de deservire organizatorică- Tdo

= 1,2% * (+) = 1,2% · (3.3 + 1.27) = 0.05 min

Timp de odihnă și necesități firești- Ton

= 3% · (+) = 3% · 4.57 = 0,13 min

Timp de pregătire încheiere- Tpi

=16,5 min

– Timp unitar

=+++=3.3+1.27+0.18+0.05+0.13= 4.93min

– timpul normat pe operație

=+

n=100 (S-a considerat prelucrarea pe loturi de cate 100 de bucăți)

=4.93+= 5.09min

3.2.3 Operația 10: Găurire S5- Varianta I – Găurire succesivă

a) Schița operației

Fig. 34 – Schița operației 10 – Varianta I

b) Fazele operației

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Găurire S5 Ø14.8, i=2 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat 1 data

Faza 4 : Desprindere semifabricat

Faza 5 : Control

c) Mașina unealtă

Mașina unealtă folosită este G 25, aleasă din catalogul de produse Înfrățirea Oradea, cu următoarele dimensiuni și parametrii ai regimului de așchiere:

Diametrul maxim de găurire în oțel cu = 50 … 60 daN/ : 25 mm

Adâncimea maximă de găurire : 224 mm

Cursa maximă a carcasei pe coloană : 280 mm

Conul axului principal : Morse 4

Distanța dintre axul arborelui principal ṣi coloană : 315 mm

Distanța maximă dintre capatul arborelui principal ṣi suprafața de lucru a mesei : 710 mm

Suprafața utilă a mesei : 425×530

Numărul canalelor T din masă : 3

Numarul treptelor de turații : 12

Gama de turații [ rot/min ]

53 60 80 112 160 224 315 450 680 900 1250 1800 [rot/min]

Domeniul de turații : 40 … 1800 mm/rot

Numărul treptelor de avans : 9

Gama de avansuri [ mm/min ]

0,10 0,13 0,19 0,27 0,32 0,53 0,75 1,06 1,5 [mm/rot]

Puterea maṣinii : 3 Kw

Masa maṣinii : 1100 kg

Dimensiunile de gabarit :

Lungimea 1487 mm

Lațimea 660 mm

Înalțimea 2680 mm

d) Scula așchietoare

Burghiu elicoidal cu coadă conică Morse 2, STAS 575-80, având urmăroarele caracteristici:

d= ø14.8 mm

L= 212 mm

l= 114 mm

e) Dispozitivul de prindere al semifabricatului

Menghina cu excentirc prevazută de maṣina unealtă.

f) Dispozitiv de prindere a sculei

Bucṣă de reducție CM/CM pentru scule cu cod morse (STAS 252-90), având CM exterior 4 ṣi CM interior 2.

g) Mijloace de control

Calibru tampon T-NT ø 14.8 mm.

h) Adaosul de prelucrare intermediare si totale:

Adaosul de prelucrare:

D= Ø14.8 mm

= = = 7.4 mm

i) Regimul de așchiere

Stabilirea adâncimii de aṣchiere

t= = 7.4 mm

Stabilirea avansului

s=

= 0,9 – coeficient de corecție în funcție de lungimea găurii;[picos, tab.16.8]

Cs = 0,031 – coeficientul de avans; [tab.16.9]

D = 14.8 – diametrul burghiului;

S=0.9*0.031*= 0.14 mm/rot

Aleg din gama de avansuri a maṣinii unelte s=0.13 mm/rot

Stabilirea durabilității economice

=45 min (Picos calcul analitic)

Stabilirea vitezei de aṣchiere

Formula de calcul a vitezei de aṣchiere este:

Unde:

Cv = 5 – coeficient de corecție a vitezei de așchiere;

=0.4; =0.7- exponenții vitezei de așchiere

m = 0,2 – exponentul durabilității

= coeficient de corecție a vitezei de așchiere este dat de formula:

= kMv *kTv*kLv *kSv

Unde:

= coeficient dat de rezistența materialului

=(=(=0.85

= rezistența la tracțiune a materialului

kTv = 1.32 – coeficient dat de raportul durabilităților, reală și recomandată [picos,tab.16.23]

kLv = 1 – coeficient dat de lungimea găurii în funcție de diametru [picos,tab.16.23]

kSv = 1 – coeficient dat de starea materialului [picos, tab.16.23]

=0.85*1.32*1*1= 1.12

= 33.48 m/min

Numărul de rotații al sculei

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 680 rot/min și se recalculează viteza:

Determinarea forțelor ṣi momentelor la găurire

Se calculează forța axială de aṣchiere ṣi momentul de torsiune:

F = CF DXF sYF kf [N] [picos,pag.24]

Mt = CM DXM sYM kM , [N m]

CF = 630; CM = 67; xF = 1.07; yF = 0,72; xM = 1,71; yM = 0,84 – coeficienții și exponenții forței și momentului [picos,tab.16.38]

kF = kaF ksaF kxF kηF – coeficientul de corecție a forței axiale de burghiere;

kaF = 1 – coeficient ce depinde de modul de ascuțire al burghiului; [picos,16.41] ksaF = 1 – coeficient ce depinde de raportul l/l1; [picos,16.42]

kxF = 1 – coeficient ce depinde de unghiul la vârf al burghiului; [picos,16.43]

kηF = 1,19 – coeficient ce depinde de grosimea relativă a miezului; [picos,16.44]

kM = kηM – coeficientul de corecție a momentului de torsiune;

kη`M = 1,11 – coeficient ce depinde de grosimea relativă a miezului; [picos,16.44]

kF =1*1*1*1.19*1.11=1.309

F =630***1.309= 3389.47 N

Mt =67***1.11= 1341.33 N*mm = 1.34 N*m

Determinarea puterii consumate prin aṣchiere

= = = 0.09 kW

Ne ≤ NMe· => 0.09< 2.7 ( = 3·0,9) [kW]

În concluzie, operația se poate executa pe mașina-unealtă universală de găurit G 25 cu următorii parametrii ai regimului de așchiere:

NME=3[KW]

adâncimea de așchiere t = 7.4 [mm]

avansul s=0,13 [mm/dinte]

turația frezei nr = 680 [rot/min]

viteza de așchiere vr = 31.6 [m/min]

j) Metoda de reglare a sculei la cotă

Reglarea sculei se va face după aṣchii de probă .

k) Normarea tehnică de timp

=+++++ [min]

Tn = timpul normat pe operație [min]

Tpî = timpul de pregătire – încheiere [min]

Tb = timpul de bază sau de mașină [min]

Ta = timpul auxiliar sau ajutător [min]

Tdt = timpul de deservire tehnică [min]

Tdo = timpul de deservire organizatorică [min]

Ton = timpul de odihnă și necesități firești [min]

Timpul de bază

= [min]

l= lungimea de frezat

l=22.4 mm

=4.05 mm

=(1 … 4) mm= 2 mm

i=o trecere

==0.32 min => =2*0.32=0.64 min

Timpi ajutători (Vlase2+Picos2)

=++++

Timp ajutător pentru prinderea – desprinderea piesei în menghină cu strângere mecanică

= 0,66 min

Timp ajutător pentru comandă la mașini de frezat:

=0.02+0.07+0.03+0.02+0.02+0.03+0.13= 0.31 min

Timp ajutător pentru curățirea dispozitivului de așchii

=0.09 min

Timp ajutător pentru poziționare

=0.20 min

=0.66+0.31+0.09+0.20=1.26min => = 2*1.26=2.52 min

Timp de deservire tehnică- Tdt

=2%* =2% * 0.64= 0.0128 min

Timp de deservire organizatorică- Tdo

= 1% * (+) = 1% · (0.64+ 2.52) = 0.0289 min

Timp de odihnă și necesități firești- Ton

= 3% · (+) = 3% · 3.61 = 0.108min

Timp de pregătire încheiere- Tpi

=4 min

– Timp unitar

=+++=0.64+2.52+0.0128+0.0289+0.108= 3.3 min

– timpul normat pe operație

=+

n=100 (S-a considerat prelucrarea pe loturi de cate 100 de bucăți)

=3.3+= 3.34min

3.2.4 Operația 10: Găurire S5 – Varianta II – Găurire simultană

a) Schița operației

Fig. 35 – Schița operației 10 – Varianta II

b) Fazele operației

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Găurire S5 Ø14.8, i=2 găuri

Faza 3 : Desprindere semifabricat

Faza 4 : Control

c) Mașina unealtă

Mașina unealtă folosită este G 25, aleasă din catalogul de produse Înfrățirea Oradea, cu următoarele dimensiuni și parametrii ai regimului de așchiere:

Diametrul maxim de găurire în oțel cu = 50 … 60 daN/ : 25 mm

Adâncimea maximă de găurire : 224 mm

Cursa maximă a carcasei pe coloană : 280 mm

Conul axului principal : Morse 4

Distanța dintre axul arborelui principal ṣi coloană : 315 mm

Distanța maximă dintre capatul arborelui principal ṣi suprafața de lucru a mesei : 710 mm

Suprafața utilă a mesei : 425×530

Numărul canalelor T din masă : 3

Numarul treptelor de turații : 12

Gama de turații [ rot/min ]

53 60 80 112 160 224 315 450 680 900 1250 1800 [rot/min]

Domeniul de turații : 40 … 1800 mm/rot

Numărul treptelor de avans : 9

Gama de avansuri [ mm/min ]

0,10 0,13 0,19 0,27 0,32 0,53 0,75 1,06 1,5 [mm/rot]

Puterea maṣinii : 3 Kw

Masa maṣinii : 1100 kg

Dimensiunile de gabarit :

Lungimea 1487 mm

Lațimea 660 mm

Înalțimea 2680 mm

d) Scula așchietoare

Burghiu elicoidal cu coadă conică Morse 2, STAS 575-80, având urmăroarele caracteristici:

d= ø14.8 mm

L= 212 mm

l= 114 mm

e) Dispozitivul de prindere al semifabricatului

Menghina cu excentirc prevazută de maṣina unealtă.

f) Dispozitiv de prindere a sculei

Bucṣă de reducție CM/CM pentru scule cu cod morse (STAS 252-90), având CM exterior 4 ṣi CM interior 2.

Mijloace de control

Calibru tampon T-NT ø 14.8 mm.

g) Adaosul de prelucrare intermediare si totale:

Adaosul de prelucrare:

D= Ø14.8 mm

= = = 7.4 mm

h) Regimul de așchiere

Stabilirea adâncimii de aṣchiere

t= = 7.4 mm

Stabilirea avansului

s=

= 0,9 – coeficient de corecție în funcție de lungimea găurii;[picos, tab.16.8]

Cs = 0,031 – coeficientul de avans; [tab.16.9]

D = 14.8 – diametrul burghiului;

S=0.9*0.031*= 0.14 mm/rot

Aleg din gama de avansuri a maṣinii unelte s=0.13 mm/rot

Stabilirea durabilității economice

=45 min (Picos calcul analitic)

Stabilirea vitezei de aṣchiere

Formula de calcul a vitezei de aṣchiere este:

Unde:

Cv = 5 – coeficient de corecție a vitezei de așchiere;

=0.4; =0.7- exponenții vitezei de așchiere

m = 0,2 – exponentul durabilității

= coeficient de corecție a vitezei de așchiere este dat de formula:

= kMv *kTv*kLv *kSv

Unde:

= coeficient dat de rezistența materialului

=(=(=0.85

= rezistența la tracțiune a materialului

kTv = 1.32 – coeficient dat de raportul durabilităților, reală și recomandată [picos,tab.16.23]

kLv = 1 – coeficient dat de lungimea găurii în funcție de diametru [picos,tab.16.23]

kSv = 1 – coeficient dat de starea materialului [picos, tab.16.23]

=0.85*1.32*1*1= 1.12

= 33.48 m/min

Numărul de rotații al sculei

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 680 rot/min și se recalculează viteza:

Determinarea forțelor ṣi momentelor la găurire

Se calculează forța axială de aṣchiere ṣi momentul de torsiune:

F = CF DXF sYF kf [N] [picos,pag.24]

Mt = CM DXM sYM kM , [N m]

CF = 630; CM = 67; xF = 1.07; yF = 0,72; xM = 1,71; yM = 0,84 – coeficienții și exponenții forței și momentului [picos,tab.16.38]

kF = kaF ksaF kxF kηF – coeficientul de corecție a forței axiale de burghiere;

kaF = 1 – coeficient ce depinde de modul de ascuțire al burghiului; [picos,16.41] ksaF = 1 – coeficient ce depinde de raportul l/l1; [picos,16.42]

kxF = 1 – coeficient ce depinde de unghiul la vârf al burghiului; [picos,16.43]

kηF = 1,19 – coeficient ce depinde de grosimea relativă a miezului; [picos,16.44]

kM = kηM – coeficientul de corecție a momentului de torsiune;

kη`M = 1,11 – coeficient ce depinde de grosimea relativă a miezului; [picos,16.44]

kF =1*1*1*1.19*1.11=1.309

2*F =630***1.309= 6778.94 N

2*Mt =67***1.11= 2682.66 N*mm = 2.68 N*m

Determinarea puterii consumate prin aṣchiere

= = = 0.18 kW

Ne ≤ NMe· => 0.18< 2.7 ( = 3·0,9) [kW]

În concluzie, operația se poate executa pe mașina-unealtă universală de găurit G 25 cu următorii parametrii ai regimului de așchiere:

NME=3[KW]

adâncimea de așchiere t = 7.4 [mm]

avansul s=0,13 [mm/dinte]

turația frezei nr = 680 [rot/min]

viteza de așchiere vr = 31.6 [m/min]

i) Metoda de reglare a sculei la cotă

Reglarea sculei se va face după aṣchii de probă .

j) Normarea tehnică de timp

=+++++ [min]

Tn = timpul normat pe operație [min]

Tpî = timpul de pregătire – încheiere [min]

Tb = timpul de bază sau de mașină [min]

Ta = timpul auxiliar sau ajutător [min]

Tdt = timpul de deservire tehnică [min]

Tdo = timpul de deservire organizatorică [min]

Ton = timpul de odihnă și necesități firești [min]

Timpul de bază

= [min]

l= lungimea de frezat

l=22.4 mm

=4.05 mm

=(1 … 4) mm= 2 mm

i=o trecere

==0.32 min

Timpi ajutători (Vlase2+Picos2)

=++++

Timp ajutător pentru prinderea – desprinderea piesei în menghină cu strângere mecanică

= 0,66 min

Timp ajutător pentru comandă la mașini de frezat:

=0.02+0.07+0.03+0.02+0.02+0.03+0.13= 0.31 min

Timp ajutător pentru curățirea dispozitivului de așchii

=0.09 min

Timp ajutător pentru poziționare

=0.20 min

=0.66+0.31+0.09+0.20=1.26min

Timp de deservire tehnică- Tdt

=2%* =2% * 0.32= 0.0064 min

Timp de deservire organizatorică- Tdo

= 1% * (+) = 1% · (0.32+ 1.26) = 0.0158 min

Timp de odihnă și necesități firești- Ton

= 3% · (+) = 3% · 1.58 = 0.0474min

Timp de pregătire încheiere- Tpi

=4 min

– Timp unitar

=+++=0.32+1.26+0.0064+0.0158+0.0474=1.64 min

– timpul normat pe operație

=+

n=100 (S-a considerat prelucrarea pe loturi de cate 100 de bucăți)

=1.64+= 1.68min

3.2.5 Operatia 11: Alezare de finisare S5

a) Schița operației

Fig. 36 – Schița operației 11

b) Fazele operației

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Alezare S5 Ø15, i=2 găuri

Faza 3 : Repoziționare semifabricat 1 data

Faza 4 : Alezare S5 Ø15

Faza 5 : Desprindere semifabricat

Faza 6 : Control

c) Mașina unealtă

Mașina unealtă folosită este G 25, aleasă din catalogul de produse Înfrățirea Oradea, cu următoarele dimensiuni și parametrii ai regimului de așchiere:

Diametrul maxim de găurire în oțel cu = 50 … 60 daN/ : 25 mm

Adâncimea maximă de găurire : 224 mm

Cursa maximă a carcasei pe coloană : 280 mm

Conul axului principal : Morse 4

Distanța dintre axul arborelui principal ṣi coloană : 315 mm

Distanța maximă dintre capatul arborelui principal ṣi suprafața de lucru a mesei : 710 mm

Suprafața utilă a mesei : 425×530

Numărul canalelor T din masă : 3

Numarul treptelor de turații : 12

Gama de turații [ rot/min ]

53 60 80 112 160 224 315 450 680 900 1250 1800 [rot/min]

Domeniul de turații : 40 … 1800 mm/rot

Numărul treptelor de avans : 9

Gama de avansuri [ mm/min ]

0,10 0,13 0,19 0,27 0,32 0,53 0,75 1,06 1,5 [mm/rot]

Puterea maṣinii : 3 Kw

Masa maṣinii : 1100 kg

Dimensiunile de gabarit :

Lungimea 1487 mm

Lațimea 660 mm

Înalțimea 2680 mm

d) Scula aṣchietoare

Alezor de maṣină cu coadă conică ( STAS 1265-80) avand următoarele caracteristici:

d= ø 15 mm

L= 204 mm (lungimea totală a alezorului)

l= 50 mm (lungimea părții active a scuei)

Con morse 2

e) Dispozitiv de prindere a semifabricatului

Menghina cu excentirc prevazută de maṣina unealtă.

f) Dispozitiv de prindere a sculei

Bucṣă de reducție CM/CM pentru scule cu cod morse (STAS 252-90), având CM exterior 4 ṣi CM interior 2.

g) Mijloace de control

Calibru tampon T-NT ø 15 mm, STAS 7684-43.

h) Adaosul de prelucrare intermediare si totale:

= = = 0.1 mm

i) Regimul de așchiere

Stabilirea adâncimii de aṣchiere

Adaosul de prelucrare se îndeparteaza dintr-o singură trecere t==0.1 mm

Stabilirea avansului pe dinte

=0.25 mm/dinte

Stabilirea durabilității economice

=40 min (Vlase I, pag 242, tabelul 9.118)

Stabilirea vitezei de aṣchiere(popescu tab 103)

Având în vedere adâncimea de așchiere și avansul de stabilit se alege, viteza de așchiere,v:

= 10 m/min

Coeficienții de corecție pentru viteză în funcție de: D, B, Z,

=0.90 ( coeficient de corecție în funcție de starea materialului)

=1.0 (coeficient de corecție în funcție de adâncimea găurii)

=**

=0.90*1.0*10=9 m/min

Numărul de rotații al sculei

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 160 rot/min și se recalculează viteza:

În concluzie prelucrarea se poate executa pe mașină de găurit G25 cu urmatorii parametrii ai regimului de așchiere:

Nme= 3[KW]

adâncimea de așchiere t= 0.1 [mm]

avansul pe dinte = 0,25 [mm/dinte]

turația alezorului = 160 [rot/min]

viteza de așchiere = 7.53 [m/min]

j) Metoda de reglare a sculei la cotă

Reglarea sculei se va face după aṣchii de probă .

k) Normarea tehnică de timp

=+++++ [min]

Tn = timpul normat pe operație [min]

Tpî = timpul de pregătire – încheiere [min]

Tb = timpul de bază sau de mașină [min]

Ta = timpul auxiliar sau ajutător [min]

Tdt = timpul de deservire tehnică [min]

Tdo = timpul de deservire organizatorică [min]

Ton = timpul de odihnă și necesități firești [min]

Timpul de bază

= [min]

l= lungimea găurii

l=22.4mm

= distanța de pătrundere = 1.35 mm

= distanța de depăṣire = 0.65 mm

i= doua treceri

==*2=1.22 min

Timpi ajutători (Vlase2+Picos2)

=++++

Timp ajutător pentru prinderea – desprinderea piesei în menghină cu strângere mecanică

= 0,28 min

Timp ajutător pentru comanda mașinii unelte

=0.02+0.02+0.02+0.05+0.07+0.02+0.04= 0.24 min

Timp ajutător pentru evacuarea așchiilor

=0.11 min

Timp ajutător legat de fază

=0.08 min

=0.28+0.24+0.11+0.08=0.71 min

Timp de deservire tehnică- Tdt

=2%* =2% * 1.22= 0.02 min

Timp de deservire organizatorică- Tdo

= 1% * (+)= 1%*(1.22 + 0.71) = 0.01 min

Timp de odihnă și necesități firești- Ton

= 3% · (+) = 3% · (1.22 + 0.71) = 0.05 min

Timp de pregătire încheiere- Tpi

=6+4=10 min

– Timp unitar

=+++=1.22+0.71+0.02+0.01+0.05=2.01 min

– timpul normat pe operație

=+

n=100 (S-a considerat prelucrarea pe loturi de cate 100 de bucăți)

=2.01+= 0.2 min

3.2.6 Operația 21: Freazare cilindro-frontala de degrosare a S2”

a) Schița operației

Fig. 37 – Schița operației 21

b) Fazele operației

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Frezare cilindro-frontala de degroșare S2”

Faza 3 : Desprindere semifabricat

Faza 4 : Control

c) Mașina unealtă

Mașina unealtă folosită este mașina-unealtă universală de frezat longitudinal cu portal FLP 1600, aleasă din catalogul de produse Înfrățirea Oradea, cu următoarele dimensiuni și parametrii ai regimului de așchiere:

suprafața mesei : 4750 x 1600

cursa longitudinală a mesei: 700 [mm]

cursa transversală a mesei: 250/230 [mm]

cursa verticală a mesei: 370/350 [mm]

puterea motorului: 7.5 [kW]

Gama de turații a axului principal [rot/min]: 30, 37.5, 47.5, 60, 75, 95, 118, 150, 190, 235, 300, 375, 475, 600, 750, 950, 1180, 1500.

Numarul treptelor de rotații ale axului principal [mm]: 18

Gama de avansuri [mm/min]: 19, 23.5, 30, 37.5, 60, 75, 95, 118, 150, 190, 235, 300, 375, 475, 600, 750, 950.

Numarul treptelor de avans al mesei [mm]: 18

Conul axului principal: ISO 50

înălțimea h=1920 mm

d) Scula aṣchietoare

Freză disc, aleasă din libraria sandvik, având urmăroarele caracteristici:

D= ø80 mm

d= ø27 mm (diametrul dornului frezei)

d1= ø16 mm (diametrul pentru dornul maṣinii unelte)

z=5 dinți

e) Dispozitiv de prindere a semifabricatului

Semifabricatul se prinde în menghina mașinii-unelte.

f) Dispozitiv de prindere a sculei

Dorn port-freză de tipul A, având următoarele caracteristici:

d1= ø16 mm

l=16 mm

Sistem de legatură cu maṣina unealtă 4-ISO50

g) Mijloace de control

Ṣubler pentru interior si exterior, având următoarele caracteristici:

Intervalul de măsurare: 0÷150 mm (pentru măsurători interioare 10÷160 mm)

Valoarea diviciunii vernierului : 0.1 mm; 0.05 mm

Condiții generale de calitate : conform STAS 1373/1-87

Masa netă : 0.19 kg

h) Adaosul de prelucrare intermediare si totale:

Adaosul total de prelucrare este = 6 mm

i) Regimul de așchiere(popescu de la biblio)

Stabilirea adâncimii de aṣchiere

Stabilirea adaosului de prelucrare:

= 6 mm

Adopt t=3 => numărul de treceri I= = = 2 treceri

Stabilirea avansului pe dinte

Pentru freză disc cu D=ø80 si numarul de dinti z=5 ṣi pentru o adâncime de frezare t=3, aleg avansul pe dinte:

=0.08 mm/dinte

= *z= 0.08*4= 0.32 mm/rot

Stabilirea durabilității economice

=120 min (Popescu tabel 60)

Stabilirea vitezei de aṣchiere(cartea de la biblio)

Având în vedere adâncimea de așchiere și avansul de stabilit se alege, viteza de așchiere,v:

= 38 m/min

Coeficienții de corecție pentru viteză în funcție de: D, B, Z,

=1 (coeficient de corecție în funcție de diametrul sculei)

=1.03 (coeficient de corecție în funcție de lătimea sculei)

=1 (coeficient de corecție în funcție de numărul de dinți ai sculei)

=1.15 (coeficient de corecție în funcție de durabilitatea economică)

=****

=1*1.03*1*1.15*38=45.01m/min

Numărul de rotații al sculei

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 150 rot/min și se recalculează viteza:

Stabilirea avansului longitudinal pe minut

Se calculează viteza de avans longitudinal pe minut:

= * z * = 0,08 * 5 * 150 =60 mm/min

Se adoptă vs= 60 mm/min

Se calculează valoarea reală a vitezei de avans pe dinte:

== = 0.08 mm/dinte

Determinarea puterii consumate prin aṣchiere

=

= 320 daN

Coeficienții de corecție pentru în funcție de: D, B, Z:

=1 (coeficient de corecție în funcție de diametrul sculei)

=0.8 (coeficient de corecție în funcție de lătimea sculei)

=0.6 (coeficient de corecție în funcție de numărul de dinți ai sculei)

= ***=1*0.8*0.6*320= 153.6 daN

= = 0.94Kw

Este necesar ca:

≤

= = 1.18 Kw

Deci < ( 1.18 < 7.5 )

În concluzie prelucrarea se poate executa pe mașină de frezat universală FV32 cu urmatorii parametrii ai regimului de așchiere:

Nme= 7.5[KW]

adâncimea de așchiere t= 3 [mm]

avansul pe dinte = 0,08 [mm/dinte]

viteza de avans longitudinal pe dinte= 0.08 mm/dinte

turația frezei = 150 [rot/min]

viteza de așchiere = 37.68 [m/min]

j) Metoda de reglare a sculei la cotă

Reglarea sculei se va face după aṣchii de probă .

k) Normarea tehnică de timp

=+++++ [min]

Tn = timpul normat pe operație [min]

Tpî = timpul de pregătire – încheiere [min]

Tb = timpul de bază sau de mașină [min]

Ta = timpul auxiliar sau ajutător [min]

Tdt = timpul de deservire tehnică [min]

Tdo = timpul de deservire organizatorică [min]

Ton = timpul de odihnă și necesități firești [min]

Timpul de bază(vlase)

= [min]

l= lungimea de frezat=22.4

= distanța de pătrundere = 4.5 mm

= distanța de depăṣire = 1.5 mm

i= doua treceri .55anța de pătrundere = 4.3vansul pe dinte:

==*2= 0.473 min

Timpi ajutători (Vlase2+Picos2)

=++++

Timp ajutător pentru prinderea – desprinderea piesei în menghină cu strângere mecanică

= 0,55 min

Timp ajutător pentru curățarea dispozitivului de așchii

=0.07 min

Timp ajutător pentru comanda mașinii unelte

=0.02+0.04+0.02+0.02+0.02= 0.12 min

Timp ajutător pentru măsurări la luarea așchiilor de probă

=0.15 min

Timp ajutător pentru măsurări de control

=0.16 min

=0.55+0.07+0.12+0.15+0.16= 1.05 min

Timp de deservire tehnică- Tdt

=5.5%* =5.5% * 0.437= 0.024 min

Timp de deservire organizatorică- Tdo

= 1,4% * (+) = 1,4% · (0.437 + 1.05) = 0,028 min

Timp de odihnă și necesități firești- Ton

= 4.5% · (+) = 4.5% · 1.487 = 0.06 min

Timp de pregătire încheiere- Tpi

=16,5 + 9 =16.5 min

– Timp unitar

=+++=0.437+1.05+0.024+0.028+0.06=1.599 min

– timpul normat pe operație

=+

n=100 (S-a considerat prelucrarea pe loturi de cate 100 de bucăți)

=1.599+=1.76min

3.2.7 Operația 22: Gaurire S12 + Adancire S13 + Filetare S12

a) Schița operației

Fig. 38 – Schița operației 22

b) Fazele operației

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Gaurire S12 Ø8, i=1 gaură

Faza 3 : Schimbare scula

Faza 4 : Adancire S13 Ø10, i=1 gaură

Faza 5 : Schimbare scula

Faza 6 : Filetare S12 M10 x 27, i=1 gaură

Faza 7 : Desprindere semifabricat

Faza 8 : Control

c) Mașina unealtă

Mașina unealtă folosită este G 25, aleasă din catalogul de produse Înfrățirea Oradea, cu următoarele dimensiuni și parametrii ai regimului de așchiere:

Diametrul maxim de găurire în oțel cu = 50 … 60 daN/ : 25 mm

Adâncimea maximă de găurire : 224 mm

Cursa maximă a carcasei pe coloană : 280 mm

Conul axului principal : Morse 4

Distanța dintre axul arborelui principal ṣi coloană : 315 mm

Distanța maximă dintre capatul arborelui principal ṣi suprafața de lucru a mesei : 710 mm

Suprafața utilă a mesei : 425×530

Numărul canalelor T din masă : 3

Numarul treptelor de turații : 12

Gama de turații [ rot/min ]

53 60 80 112 160 224 315 450 680 900 1250 1800 [rot/min]

Domeniul de turații : 40 … 1800 mm/rot

Numărul treptelor de avans : 9

Gama de avansuri [ mm/min ]

0,10 0,13 0,19 0,27 0,32 0,53 0,75 1,06 1,5 [mm/rot]

Puterea maṣinii : 3 Kw

Masa maṣinii : 1100 kg

Dimensiunile de gabarit :

Lungimea 1487 mm

Lațimea 660 mm

Înalțimea 2680 mm

d) Scula aṣchietoare

Burghiu elicoidal cu coadă conică STAS 575-80, având următoarele caracteristici:

d= ø8mm

L= 156 mm

l= 75 mm

Con morse 1

Adâncitor cu coadă cilindrică si cep de ghidare fix STAS 6411-77, având următoarele caracteristici:

D= ø8÷ ø12.5 mm, adopt D= ø10 mm

= * D = * 10 = 3.33 mm

= D

L= 80 mm

= 18 mm

= 35.5 mm

Tarod lung de maṣină STAS 1112/8-75, având următoarele caracteristici:

M10x1.25

d= ø 10 mm

l= 20 mm

L= 108 mm

e) Dispozitiv de prindere a semifabricatului

Menghina cu excentirc prevazută de maṣina unealtă.

f) Dispozitiv de prindere a sculei

Bucṣă de reducție CM/ CM pentru scule cu cod morse STAS 252-90, având următoarele caracteristici:

CM exterior 4

CM interior 1

Mandrină cu bucṣă elastică STAS 12577-87, având următoarele caracteristici:

d= ø8 mm

D= ø36 mm

Sistem de legatură cu maṣina unealtă CM4

Dispozitivul de prindere al tarodului rămâne cel folosit pentru adâncire.

Mijloace de control

Micrometru de interior STAS 11672-83.

Calibru ISO- 1502-1996 metric T/NT.

g) Adaosul de prelucrare intermediare si totale:

Adaosul de prelucrare pentru faza 2:

D= Ø8 mm

= = = 4 mm

Adaosul de prelucrare pentru faza 4:

= = = 1 mm

Adaosul de prelucrare pentru faza 6:

= = = 1 mm

h) Regimul de așchiere

Stabilirea adâncimii de aṣchiere

t=

Faza 2 (Găurire ø8): t=4 mm

Faza 4 (Adâncire ø10): t=1 mm

Faza 6 (Filetare M10): t=1 mm

Stabilirea avansului de aṣchiere

Faza 2 (Găurire ø8): =0.18 mm/rot

Faza 4 (Adâncire ø10): =0.08 mm/rot

Faza 6 (Filetare M10): =p(pasul filetului)= 1.25 mm/rot

Stabilirea durabilității economice (Popescu)

Faza 2 (Găurire ø8): =12 min

Faza 4 (Adâncire ø10): = 9 min

Faza 6 (Filetare M10):=90 min (Vlase I)

Stabilirea vitezei de aṣchiere

Faza 2 (Găurire ø8): (cartea de la biblio tabel 103)

= 26.3 m/min

Coeficienții de corecție pentru viteză în funcție de starea materialului, adâncimea găurii ṣi calitatea ṣi rezistența materialului:

=1 (coeficient de corecție în funcție de starea materialului)

=0.90 (coeficient de corecție în funcție de adâncimea găurii)

=0.66 (coeficient de corecție în funcție de calitatea ṣi rezistența materialului)

=***

=1*0.9*0.66*26.3= 15.62 m/min

Numărul de rotații al sculei

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 450 rot/min și se recalculează viteza:

Faza 4 (Adâncire ø10): (cartea de la biblio tabel 108)

= 8 m/min

Coeficienții de corecție pentru viteză în funcție de starea suprafeței si de răcire:

=0.9 (coeficient de corecție în funcție de starea materialului)

=1 (coeficient de corecție în funcție de răcire)

=**

=0.9*1*8= 7.2 m/min

Numărul de rotații al sculei

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 224 rot/min și se recalculează viteza:

Faza 6 (Filetare M10): (popescu II tabel 25)

= 132 rot/min

= = = 4.14

Coeficienții de corecție pentru viteză în funcție de starea suprafeței si de răcire:

=0.8 (coeficient de corecție în funcție de lungimea găurii)

=*

=0.8*4.14= 3.31 m/min

Numărul de rotații al sculei

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 80rot/min și se recalculează viteza:

În concluzie prelucrarea se poate executa pe mașină de găurit G25 cu urmatorii parametrii ai regimului de așchiere:

Nme= 4[KW]

adâncimea de așchiere

Faza 2 (Găurire ø8): t=4 mm

Faza 4 (Adâncire ø10): t=1 mm

Faza 6 (Filetare M10): t=1 mm

avansul de aṣchiere:

Faza 2 (Găurire ø8): =0.18 mm/rot

Faza 4 (Adâncire ø10): =0.08 mm/rot

Faza 6 (Filetare M10): =p(pasul filetului)= 1.25 mm/rot

turația sculei:

Faza 2 (Găurire ø8): = 450 rot/min

Faza 4 (Adâncire ø10): = 224 rot/min

Faza 6 (Filetare M10): = 80rot/min

viteza de așchiere:

Faza 2 (Găurire ø8):

Faza 4 (Adâncire ø10):

Faza 6 (Filetare M10):

i) Metoda de reglare a sculei la cotă

Reglarea sculei se va face cu metoda aschiilor de probă.

j) Normarea tehnică de timp

=+++++ [min]

Tn = timpul normat pe operație [min]

Tpî = timpul de pregătire – încheiere [min]

Tb = timpul de bază sau de mașină [min]

Ta = timpul auxiliar sau ajutător [min]

Tdt = timpul de deservire tehnică [min]

Tdo = timpul de deservire organizatorică [min]

Ton = timpul de odihnă și necesități firești [min]

Timpul de bază (Picos I & II)

Faza 2 (Găurire ø8):

= [min]

l= lungimea găurii

l=32mm

= distanța de pătrundere = 4

= distanța de depăṣire = (0.5…4) mm= 3 mm

i= o trecere

==*1=3.45 min

Faza 4 (Adâncire ø10):

=

l= lungimea găurii

l=5mm

= distanța de pătrundere = (0.5…2) mm=1.5 mm

= distanța de depăṣire= 0 mm

i= o trecere

= = 0.92 min

Faza 6 (Filetare M10):

= *i + *i =*1+ = 0.373 min

l=lungime de filetat

l=27 mm

l1=(1…3)*p =2*1.25=2.5 mm

l2=0 mm

pasul p=1,25 mm

i=1 găuri pentru filetat

n= turația principal a sculei

= turația de retragere a sculei

Timpul de baza pe intreaga operatie = 3.45+0.92+0.373= 4.74 min

Timpi ajutători (Vlase2+Picos2)

=++++

Timp ajutător pentru prinderea – desprinderea piesei în menghină cu strângere mecanică

= 0,46 min

Timp ajutător pentru comanda mașinii unelte

=0.02+0.02+0.02+0.06+0.07+0.03+0.04+0.09*3= 0.53 min

Timp ajutător pentru evacuarea așchiilor

=0.1 min

Timp ajutător legat de fază

=0.08*3=0.24 min

=0.46+0.53+0.1+0.24=1.33 min

Timp de deservire tehnică- Tdt

=2%* =2% * 4.74= 0.09min

Timp de deservire organizatorică- Tdo

= 1% * (+)= 1%*(4.74 + 1.33) = 0.06 min

Timp de odihnă și necesități firești- Ton

= 3% · (+) = 3% * (4.74 + 1.33) = 0.18 min

Timp de pregătire încheiere- Tpi

=6min

– Timp unitar

=+++=4.74+1.33+0.09+0.06+0.18= 6.4min

– timpul normat pe operație

=+

n=100 (S-a considerat prelucrarea pe loturi de cate 100 de bucăți)

=6.4+= 6.46min

3.2.8 Operația 31: Rectificare plană S3

a) Schița operației

Fig. 39 – Schița operației 31

b) Fazele operației

Faza 1 : Prindere semifabricat

Faza 2 : Rectificare S3

Faza 3 : Desprindere semifabricat

Faza 4 : Control

c) Mașina unealtă

Mașina unealtă – Mașină de rectificat plan PROMA PBP 400 A

Dimensiunea mesei: 305×1020 mm

Cursa longitudinală masă: 1130 mm

Cursa transversală masă: 305 mm

Distanța maximă între axul arborelui și suprafața mesei: 540 mm

Viteza avans longitudinal: 7-23 mm/min

Avans transversal

-de lucru: 0, 1 – 8 mm

– rapid: 990 mm/min

– manual: 0, 02 mm/gradatie

Avans vertical

-de lucru: 0, 005/0, 01/0, 02/0, 03/0, 04/0, 05 mm

– rapid: 460 mm/min

– manual: 0, 005 mm/gradatie

Turațiile discului abraziv: 1- 1450 rot/min

Dimensiunile discului abraziv: 350x40x40 mm

Putere utilă motor: 5, 5 kW

Putere utilă avans vertical: 0, 5 kW

Putere utilă avans transversal: 0, 04 kW

Sarcina maximă pe masă: 400 kg

Inălțimea mașinii :1890mm

Dispozitiv pentru echilibrarea discului: da

Greutatea masă: 3500 kg

Ambalaj – dimensiunile cutiei (L x l x h): 2950x2220x2200 mm

d) Scula aṣchietoare

Piatră de rectificat cilindrică plană Ø350/30 STAS 601/1-84

Diametrul maxim al pietrei : 350 mm

Lățimea maximă a pietrei : 30 mm

Material abraziv : Em

Granulație : 40

Duritate: I

Liant: C

Piatră cilindrică 350 x 30 x 40

e) Dispozitiv de prindere a semifabricatului

Masa magnetică a mașinii unelte

f) Dispozitiv de prindere a sculei

Dorn port-piatră.

g) Mijloace de control

Rugozimetru.

h) Adaosul de prelucrare intermediare si totale:

= 0.4 mm

i) Regimul de așchiere(vlase)

Stabilirea adâncimii de aṣchiere

Stabilirea adaosului de prelucrare:

= 0.4 mm

t=0.015…0.05(degrosare)

numărul de treceri i= = = 8 treceri

Stabilirea avansului transversal

=0.4*B=0.4*30=12 mm/cursă

Stabilirea durabilității economice

=15 min

Stabilirea vitezei de aṣchiere

Având în vedere materialul de prelucrat se alege, viteza de așchiere,v:

= 24 m/min

Se calculează turația discului abraziv:

Adopt din gama de turații a mașinii unelte = 1300 rot/min și se recalculează viteza:

Stabilirea vitezei de avans a mesei

= = 18 m/min

Determinarea puterii consumate prin aṣchiere

Aleg puterea efectiva = 4.3

Puterea reală: = **

= coeficient în funcție de duritatea pietrei= 0.8

= coeficient în funcție de materialul de prelucrat= 1.1

= 4.3*0.8*1.1= 3.78 kw

= 5.5 kw

<

În concluzie prelucrarea se poate executa pe mașină de rectificat plan PROMA PBP 400 A cu urmatorii parametrii ai regimului de așchiere:

Nme= 5.5[KW]

adâncimea de așchiere t= 0.05 [mm]

avansul transversal = 12 [mm/cursa]

turația frezei = 1300 [rot/min]

viteza de așchiere = 23.82 [m/min]

j) Metoda de reglare a sculei la cotă

Reglarea sculei se va face prin aṣchii de probă.

k) Normarea tehnică de timp

=+++++ [min]

Tn = timpul normat pe operație [min]

Tpî = timpul de pregătire – încheiere [min]

Tb = timpul de bază sau de mașină [min]

Ta = timpul auxiliar sau ajutător [min]

Tdt = timpul de deservire tehnică [min]

Tdo = timpul de deservire organizatorică [min]

Ton = timpul de odihnă și necesități firești [min]

Timpul de bază(vlase)

= * * k [min]

l= lungimea de rectifiat=180

= distanța de pătrundere = 17 mm

= distanța de depăṣire = 9 mm

= lățimea piesei=156 mm

= lățimea discului abraziv= 30 mm

h= adaosul de prelucrare = 0.4 mm

= 0.025 mm/ trecere

k=1.2

= * * 1.25= 0.011* 15.91* 16*1.25= 3.5 [min]

Timpi ajutători (Vlase2+Picos2)

=++++

Timp ajutător pentru prinderea – desprinderea piesei în menghină cu strângere mecanică

= 0,68 min

Timp ajutător pentru apropierea pietrei de piesă

=0.06 min

Timp ajutător pentru cuplarea avansului de trecere

=0.03 min

Timp ajutător pentru cuplarea vitezei de avans

=0.07 min

Timp ajutător pentru pornirea si oprirea sistemului de răcire

=0.04 min

Timp pentru măsurători

=0.29 min

=0.68+0.06+0.03+0.07+0.04+0.29= 1.17 min

Timp de deservire tehnică- Tdt

= = = 0.28 min

Timp de deservire organizatorică- Tdo

= 1,5% * (+) = 1,5% · (3.5 + 1.17) = 0.07min

Timp de odihnă și necesități firești- Ton

= 3% · (+) = 3% · 4.67 = 0.14 min

Timp de pregătire încheiere- Tpi1

=9 min

Timp pentru primirea si predarea documentației si a SDV-urilor-

= 10 min

= 9+10 = 19 min

– Timp unitar

=+++=3.5+1.17+0.28+0.07+0.14= 5.16 min

– timpul normat pe operație

=+

n=100 (S-a considerat prelucrarea pe loturi de cate 100 de bucăți)

=5.16+= 5.35min

3.3 Proictarea structurii și a succesiunii operațiilor procesului tehnologic

Operatia 1:

Faze:

Prindere SF

Desprindere SF

Maṣina unealtă: Centru de frezat si gaurit verical si orizontal cu comanda numerica cnc 1000 griggio.

Codul program pentru operația 1:

N10 G0 G90 G40

N20 G17

N30 ;=============== TOOL CHANGE =================

N40 ; DESC :

N50 ;=============================================

N60 T1 M06

N70 D1

N80 G0 G90 G40 G17

N90 F0 S0

N100 G64 SOFT

N110 S70 M3

N120 G1 X140.15 Y-216.403 Z-57.296 F3000 G94

N130 Z-67.296

N140 G3 X80.15 Y-276.403 I0 J-60

N150 G1 Y-362.27 F1000

…

N16130 Y-167.77

N16140 G0 Z-91.996

N16150 G0 X98.65

N16160 G1 Z-99.496 F3000

N16170 Y-180.27 F1000

N16180 Y-360.27

N16190 Y-372.77

N16200 X95.65

N16210 Y-360.27

N16220 Y-180.27

N16230 Y-167.77

N16240 X92.65

N16250 Y-180.27

N16260 Y-360.27

N16270 Y-372.77

N16280 M5 M9

N16290 M30

Operatia 2:

Faze:

Prindere SF

Desprindere SF

Maṣina unealtă: Centru de frezat si gaurit verical si orizontal cu comanda numerica cnc 1000 griggio.

Codul program pentru operația 2:

N10 G0 G90 G40

N20 G17

N30 ;=============== TOOL CHANGE =================

N40 ; DESC :

N50 ;=============================================

N60 T10 M06

N70 D10

N80 G0 G90 G40 G17

N90 F0 S0

N100 G64 SOFT

N110 S70 M3

N120 G1 X25.867 Y220 Z8 F3000 G94

N130 Z-2

N140 G3 X85.867 Y160 I60 J0

N150 G1 X184 F1000

…

N3930 G0 Z-14.111

N3940 G1 Z-21.333 F3000

N3950 Y160 F1000

N3960 Y4

N3970 Y-8.5

N3980 G0 Z-17

N3990 G1 Z-24.222 F3000

N4000 Y4 F1000

N4010 Y160

N4020 Y172.5

N4030 G0 Z-19.889

N4040 G1 Z-27.111 F3000

N4050 Y160 F1000

N4060 Y4

N4070 Y-8.5

N4080 G0 Z-22.778

N4090 G1 Z-30 F3000

N4100 Y4 F1000

N4110 Y160

N4120 Y172.5

N4130 Z0 F3000

N4140 M5 M9

N4150 M30

Operatia 3:

Faze:

Prindere SF

Desprindere SF

Maṣina unealtă: Centru de frezat si gaurit verical si orizontal cu comanda numerica cnc 1000 griggio.

Codul program pentru operația 3:

N10 G0 G90 G40

N20 G17

N30 ;=============== TOOL CHANGE =================

N40 ; DESC :

N50 ;=============================================

N60 T13 M06

N70 D13

N80 G0 G90 G40 G17

N90 F0 S0

N100 G64 SOFT

N110 S70 M3

N120 G1 X110 Y-30 Z10 F3000 G94

N130 Z0

N140 G3 X80 Y0 I-30 J0

N150 G1 X0 F1000

…

N1040 G3 X134.718 Y10.304 I0 J1

N1050 G1 X134 Y11

N1060 Z1

N1070 ;=============== TOOL CHANGE =================

N1080 ; DESC :

N1090 ;=============================================

N1100 T21 M06

N1110 D21

N1120 G0 G90 G40 G17

N1130 G94 F1000 S70 M3

N1140 G64 SOFT

N1150 G0 X134 Y11 Z1 S1000

N1160 MCALL CYCLE84(1,0,0,,31,0,3,,1,0,0,0)

N1170 X134 Y11

N1180 MCALL

N1190 M5 M9

N1200 M30

Operatia 4:

Faze:

Prinderea SF

Desprindere SF

Maṣina unealtă: Centru de frezat si gaurit verical si orizontal cu comanda numerica cnc 1000 griggio.

Codul program pentru operația 4:

N10 G0 G90 G40

N20 G17

N30 ;=============== TOOL CHANGE =================

N40 ; DESC :

N50 ;=============================================

N60 T20 M06

N70 D20

N80 G0 G90 G40 G17

N90 F0 S0

N100 G64 SOFT

N110 S70 M3

N120 G1 X60 Y52 Z8 F3000 G94

N130 Z-2

N140 G3 X90 Y22 I30 J0

N150 G1 X180 F1000

…

…

N780 ; DESC :

N790 ;=============================================

N800 T25 M06

N810 D25

N820 G0 G90 G40 G17

N830 G94 F300 S70 M3

N840 G64 SOFT

N850 G0 X173 Y12.1 Z-3 S1000

N860 MCALL CYCLE84(-3,-4,0,,8,0,3,,1,0,0,0)

N870 X173 Y12.1

N880 X110

N890 X47

N900 MCALL

N910 G0 X33 Y12.1 Z4

N920 G1 Z-11

N930 MCALL CYCLE84(-11,-12,0,,7.8,0,3,,1,0,0,0)

N940 X33 Y12.1

N950 X19 Y6.7

N960 X5 Y12.1

N970 MCALL

N980 M5 M9

N990 M30

Operatia 5:

Faze:

Prinderea SF

Mortezarea colturilor S11

Desprinderea SF

Maṣina unealtă: Centrul Universal de Prelucrare Haas UMC-750.

Operatia 6:

Faze

Prinderea SF

Rectificare plană S3

Desprinderea SF

Maṣina unealtă: Utilaj de rectificat ROSA cu o singura coloană, cu dimensiuni de rectificare de -800x630x480 mm, până la 7600x1100x800 mm.

4. Studiul economic

4.1. Calculul lotului optim de fabricație

Numărul de repere corespunzătoare lotului optim se calculează cu relația:

unde:

– numărul de loturi aflate simultan în prelucrare: 1 [lot]

– pierderea suportată de economia națională: 0,25%

Nλ – programa anuală totală de fabricație, inclusiv piesele de schimb, stocul de fabricație, rebuturile

unde: β – procentul de rebuturi (2%);

N – programă anuală planificată;

N= 4000 [buc/an]

Ns – numărul pieselor de schimb;

Nsg – numărul pieselor de siguranță;

Ns+ Nsg= 10%N= 4000 [buc]

D = D1 + D2 [lei/lot], unde:

D1 – cheltuieli cu pregătirea-încheierea fabricației și cu pregătirea administrării și lansării lotului;

[lei/lot]

p = 250%; p – regia generală a întreprinderii în procente

mi = 1; mi numărul de mașini necesare executării operației i

rmi- retribuția orară de încadrare a lucrării la operația i [lei/oră]

rmi – retribuția orară de încadrare a lucrării la operația i [lei/oră]

frezare degroșare : 10 lei/oră

frezare semifinisare: 12 lei/oră

găurire: 11 lei/oră

adâncire 10 lei/oră

alezare 10,5 lei/oră

filetare 12 lei/oră

găurire+ adâncire+ filetare 25 lei/oră

rectificare 12 lei/oră

tpi – timpul de pregătire încheiere [min/lot]

operația 3– varianta I: tpi3= 16,5 [min/lot]

operația 3 – varianta II: tpi3= 16,5 [min/lot]

operația 10 – varianta I: tpi10= 4 [min/lot]

operația 10 – varianta II: tpi10= 4 [min/lot]

operația 11: tpi11= 10 [min/lot]

operația 21: tpi21= 16.5 [min/lot]

operația 22: tpi22= 6 [min/lot]

operația 31: tpi31= 19 [min/lot]

D1 = (1+ ) · [( · 10 ) + ( · 11 ) + ( · 10.5) + ( · 10) + ( · 25 ) + ( · 12 )]

D1 = 49.98 [lei/lot]

D2 – cheltuieli cu întreținerea utilajului;

[lei/lot]

– mi=1; mi numărul de mașini necesare executării operației i

– ai= 10 lei/oră; ai -costul unei ore de întreținere a utilajului

D2 = ( ) + ( ) + ( ) + ( ) + ( ) + ( )

D2 = 11.98 [lei /lot]

D=D1+D2= 49.98 + 11.98 = 61.96 [lei/lot]

Costul semifabricatului se poate determina cu relația:

Cm = MSF · pc [lei], unde:

MSF – masa semifabricatului [kg];

pc – costul unui kilogram de material [lei];

MSF =6.9 [kg]

pc= 4.3 [lei]

Cm= 6.9 · 4.3= 29.67 [lei]

A’ – cheltuieli independente de mărimea lotului de fabricație;

tui – timpul unitar pentru operația i [min]

rmi – retribuția orară de încadrare a lucrării la operația i [lei/oră]

frezare degroșare : 10 lei/oră

frezare semifinisare: 12 lei/oră

găurire: 11 lei/oră

adâncire 10 lei/oră

alezare 10,5 lei/oră

filetare 12 lei/oră

găurire+ adâncire+ filetare 25 lei/oră

rectificare 12 lei/oră

operația 3– varianta I: tu3= 9.48 [min/lot]

operația 3 – varianta II: tu3= 4.93 [min/lot]

operația 10 – varianta I: tu10= 3.3 [min/lot]

operația 10 – varianta II: tu10= 1.64 [min/lot]

operația 11: tu11= 2.01 [min/lot]

operația 21: tu21= 1.59 [min/lot]

operația 22: tu22= 6.4 [min/lot]

operația 31: tu31= 5.16 [min/lot]

A’ = 4 · ( + + + + +)= 16.37[lei]

[buc]

n = = 219.62[buc]

Lotul optim: 220 bucăți

4.2. Calculul timpilor pe bucată

tbuc-i = tu,i + tpî/n [min]

unde: tbuc,i – timpul pe bucată, pentru operația imin/buc;

tu,i – timpul unitar, pentru operația imin/buc;

tp,i – timpul de pregătire-încheiere, pentru operația imin/lot;

n – mărimea lotului optim de fabricație buc;

4.3. Calculele economice justificative pentru stabilirea variantei economice pentru cele 2 operații tratate în 2 variante

Costul prelucrarii unui numar x de repere se calculeaza cu ajutorul relatiei:

C = A · x + B [lei]

Unde:

A – cheltuieli independente de marimea lotului de fabricatie [lei/buc]

A= A1 + A2 + A3 + A4 + A5 [lei/buc]

A1 – costul semifabricatului

A2 – costul manoperei;

A2 = tbuc,i · rm,i /60;

tbuc,i = tui + tbuc [min];

tbuc,i – timpul pe bucata, pentru operația i [min/buc];

rm,i – retributia muncitorului;

A3 – cheltuieli directe pe sector regie;

A3 = (3,5 … 4,5) · A2 [lei]. Aleg A3 = 4 · A2 [lei].

A4 – cheluieli directe pentru servicii tehnico-administrative;

A4 = () · (A1 + A2 + A3) [lei]. Aleg A4 = 0,2 · (A1 + A2 + A3) [lei]

A5 – costul exploatării mașinii unelte pe timpul executării operației respective

A5 = 2,3 · 10-7 · 1,4 · CMU · tbuc,i [lei]

2,3 · 10-7 – coeficientul in functie de cota de amorsare a MU;

1,4 – coeficientul in functie de cheltuielile de intretinere si reparatii

CMU – costul inițial al MU 35.000 [lei]

x – număr de piese [buc];

B – cheltuieli speciale [lei/programa anuala];

B = CDPSF(DPSc, Sc) · (a+i)/100;

CDPSF(DPSc, Sc) – costul dispozitivului de prindere al semifabricatului (sculei, verificatorului) pentru operația considerata;

a – cota anuala de amortizare a dispozitivelor, sculelor sau verificatoarelor;

a = 100% pentru amortizarea intr-un an;

a = 50% pentru amortizarea in 2 ani;

i – cota de intretinere;

i = 20 … 30 %

CDPSF (DPSc, Sc) = k ·n

k – coeficientul echivalent costului mediu pe piesa componenta a dispozitivului;

k = 150 pentru dispozitive simple;

k = 300 pentru dispozitive de complexitate medie;

k = 450 pentru dispozitive de complexitate ridicata;

n – numarul total de piese componente ale dispozitivului;

Calculul economiei anuale realizate prin adoptarea variantei economice

Operația 3

CI = 54.69· x + 0

CII = 45.52· x + 1875

Adopt varianta II

Economia anuala realizabilă prin aplicarea variantei nr II va fi:

E = (CI – CII) = (54.69– 45.52) · 4480 – 1875

E= 39206.6 lei

1) pentru x= 0 => CI = 0 [lei] și CII= 1875[lei]

2) punctul de intersecție al celor două grafice:

CI= CII => 54.69 · x= 45.52· x + 1875

9.17 · x= 1875 => x= 204.47 [buc]

pentru x=204.47 [buc] vom avea aceleași cost:

CI = CII = 54.69 · 204.47= 11182.52 [lei]

Operația 16

CI = 42.83· x + 0 = 42.83*4480 = 191878.4

CII = 39.2· x + 0 = 39.2*4480= 175616

Se poate observa atât din calcul, cât ṣi de pe grafic, că oricare ar fi numarul de bucăți prelucrate, varianta aII –a este mai economică.

Adopt varianta II

Economia anuala realizabilă prin aplicarea variantei nr II va fi:

E = (CI – CII) = (42.83– 39.2) · 4480

E= 16262.4 lei

5. Probleme de organizare ale procesului tehnologic

5.1. Calculul numărului de mașini-unelte necesare și a gradului de încărcare pentru cele 6 operații în varianta economică

Ft-timpul de lucru disponibil într-un an de zile [ore/an]

Tbuc-timpul pe bucată [min/buc]

N-programa anuală de fabricație [buc/an]

i-numărul de schimburi pe zi; i=2 [schimburi/zi]

h-numărul de ore pe schimb; h=8 [ore/schimb]

z-numărul zilelor lucrătoare dintr-un an; z=250 [zile/an]

Ft = 2 ·8 · 250 = 4.000 [ore/an]

Operația 3 – varianta 2:

= = = 0.14[mașini] =>1 mașină-unealtă de frezat universală FV 32.

Operația 10- varianta 2:

= = = 0,43 [mașini] =>1 mașină-unealtă de găurit G25

Operația 11:

= = = 0,34 [mașini] =>1 mașină-unealtă de găurit G25

Operația 21:

= = = 0,42 [mașini] => 1 mașină-unealtă de frezat universală FV 32.

Operația 22 :

= = = 0,11 [mașini] => 1 mașină-unealtă de găurit G25

Operația 31 :

= = = 0,13 [mașini] => o mașină de rectificat plan PROMA PBP 400 A

5.2 Măsuri de tehnica securității muncii pentru cele 2 operații, în variantă economică

Prezentele norme se aplica in toate unitatile economice in care exista activitatea de preluare a metalelor prin aschiere, indiferent de forma de proprietate asupra capitalului social si de modul de organizare a acestora.

Realizarea sarcinii de munca

Art. 5. – (1) Deservirea masinilor-unelte este permisa numai lucratorilor calificati si instruiti special pentru acest scop.

(2) Lucratorii in formare (calificare) vor fi supravegheati o perioada de timp de 1-3 luni, in functie de complexitatea lucrului, de un lucrator calificat si vor lucra singuri numai dupa ce conducatorul locului de munca il va testa practic si teoretic asupra cunoasterii normelor si exploatarii corecte a utilajului.

Art. 6. – Se interzice lucrul la masini-unelte fara ca lucratorii sa posede documentatia necesara ( desene, fise tehnologice , planuri de operatii , schema de ungere si instructiuni speciale de securitate a muncii corelate cu prevederile din cartea tehnica a masinii-unelte) cu exceptia lucrului dupa piese model.

Art. 7. – Ajutorul de lucrator va lucra numai in prezenta lucratorului.

Art. 8. – Ridicarea , montarea, demonstrarea subansamblelor si dispozitivelor, a accesoriile, sculelor si pieselor de pe masini-unelte, care depasesc 20 kg se vor face cu mijloace de ridicat adecvate, tinindu-se cont de prescriptiile Normelor de Igiena Muncii privind efortul fizic.De la caz la caz, in functie de frecventa operatiilor de ridicare, se va aprecia necesitatea dotarii cu mijloace ajutatoare de ridicat si transportat , chiar daca sarcinile sunt mai mici de 20 kg.

Deservirea masinilor-unelte

Art. 9. – Inainte de inceperea lucrului,lucratorul va controla starea masinii, a dispozitivelor de comanda (pornire-oprire si schimbarea sensului miscarii), existenta si starea dispozitivelor de protectie si a gratarelor din lemn.

Art. 10. – Lucratorul care deseveste o masina-unealta actionata electric va verifica zilnic:

a) integritatea sistemului de inchidere a carcaselor de protectie (usi, capace etc);

b) starea de contact intre bornele de legare la pamant si conductorul de protectie ;

c) modul de dispunere a cablurilor flexibile ce alimenteaza partile mobile, cu caracter temporar, precum si integritatea invelisurilor exterioare ;

d) continuitatea legaturii la centuraa de impamantare.

Art. 11. – Se interzice lucratorilor care deservesc masinile-unelte sa execute reparatii la masini sau instalatii electrice.

Art. 12. – In mod obligatoriu , masina-unealta , agregatul, linia automata vor fi oprite si scula indepartata din piesa in urmatoarele cazuri :

a) la fixarea sau scoaterea piesei de prelucrat din dispozitivele de prindere atunci cand masina nu este dotata cu un dispozitiv special care permite executarea acestor operatii in timpul functionarii masinii :

b) la masurarea manuala a pieselor ce se prelucreaza ;

c) la schimbarea sculelor si a dispozitivelor;

d) la oprirea motorului transmisiei comune in cazul cand masina este actionata de la aceasta transmisie.

Art. 13. – In mod obligatoriu, se vor deconecta motoarele electrice de antrenare ale masinii-unealta, agregatului, liniei automate in urmatoarele cazuri:

a) la parasirea locului de munca sau zonei de polideservire, chiar si pentru un timp scurt ;

b) la orice intrerupere a curentului electric ;

c) la curatirea si ungerea masinii si la indepartarea aschiilor ;

d) la constatarea oricaror defectiunii in functionare.

Art. 14. – In cazul cand in timpul functionarii se produc vibratii, masina se va opri imediat si se va proceda la constatarea si inlaturarea cauzelor. In situatia in care acestea sunt determinate de cauze tehnice, se va anunta conducatorul procesului de munca.

Art. 15. – Dupa terminarea lucrului sau la predarea schimbului, lucratorul este obligat sa curete si sa unga masina, sa lase ordine la locul de munca si sa comunice schimbului urmator , toate defectiunile care au avut loc in timpul lucrului, pentru a nu expune la accidente lucratorul care preia masina.

Art. 16. – Inlaturarea aschiilor si pulberilor de pe masinile-unelte se va face cu ajutorul maturilor, periilor speciale sau carligelor. Se interzice inlaturarea aschiilor cu mana. Se interzice suflarea aschiilor sau pulberilor cu jet de aer ; aceasta operatie este permisa numai cu justificari tehnologice sau constructive si cu folosirea aerului comprimat de maxim 2 atm.

Art. 17. – Evacuarea deseurilor de la masini se va face ori de cate ori prezenta acestora este stanjenitoare pentru desfasurarea procesului de productie sau pentru siguranta operatorului si cel putin o data pe pe schimb.

Art. 18. – Piesele prelucrate, materialele , deseurile se vor aseza in locuri stabilite si nu vor impiedica miscarile lucratorilor, functionarea masinii si circulatia pe caile de acces. Piesele prelucrate, materialele si deseurile cu dimensiuni mai mici se vor depozita in containere.

Art. 19. – (1) Gratarele din lemn de la masini vor fi mentinute curate si in buna stare, evitandu-se petele de ulei.

(2) Petele de ulei de pe gratare sau paviment se inlatura prin acoperire cu rumegus.

Art. 20. – Se interzice spalarea mainilor cu emulsii sau uleiuri de racire , produse inflamabile ( benzina, tetraclorura de carbon, silicat de sodiu etc.) precum si stergerea lor cu bumbac utilizat la curatare masinii.

6.Proiectare SDV-uri

6.1 Dispozitiv de frezare utilizat la operația 14

a) Stabilirea datelor inițiale necesare proiectării:

Datele referitoare la semifabricat (material, compoziție chimică și tehnologie de obținere) sunt prezentate în cadrul părții de tehnologie.

Datele cu privire la operația analizată sunt prezentate în cadrul detalierii operației pentru care se proiectează dispozitivul.

b) Proiectarea schemei de fixare și orientare:

Fig. – Schema de orientare si fixare

c) Identificarea condițiilor tehnice impuse prelucrării:

Gradele de libertate anulate in vederea respectării condițiilor tehnice impuse:

d) Identificarea sistemului bazelor de cotare corespunzătoare condițiilor tehnice impuse prelucrării:

– bazele de cotare se identifica și se vor nota corespunzător pe schița operației, prezentată la punctul 2.

e) Stabilirea bazelor de orientare corespunzătoare semifabricatului in vederea prelucrării:

– bazele de cotare se stabilesc și se vor nota corespunzător pe schița operației, prezentată la punctul 2.

f) Calculul erorilor de orientare admisibile 0a(CI):

g) Determinarea erorilor de orientare reale:

BC1≠BO1

CR+8-22.4=0

Δ(CR)+Δ(8)+Δ(22.4)=0

(8)=

(8)==0.1, dar (8)=0.1

≤

(⊥)=x=arctg =arctg=0.3

(⊥)=0.1

≤

BC2=BO2

CR=0

or=0

BC3≠BO3

CR+26.3-180=0

Δ(CR)+Δ(26.3)+Δ(180)=0

(26.3)=

(26.3)==0.08, dar (26.3)=0.1

≤

h) Stabilirea forțelor și momentelor care acționează asupra semifabricatului în vederea fixării acestuia:

8.1 Greutatea

G = m * g

G = 3.3 kg * 9,8 m/s2 = 32.34 N

8.2 Forța de aṣchiere

Fz = 137.78 N

8.3 Forța radială

Fr= 0.7*Fz=0.7*137.78=96.44 N

8.4 Forța axială

Fa= 0.45*Fz=0.45*137.78=62.001 N

8.5 Momentul de aṣchiere

Mz=*Fz = 137.78*2 Mz = 413.34 daN*mm

Fy = 0 Fr – Ff = 0 Fr= Ff 96.44 = µ*N 96.44=0.15*N N= = 642.93 N

Fz = 0 Fa+S+G-N=0 S= N-G-Fa S= 642.93-32.34-62.001 S=548.58 N

Pt a realiza echilibrul cu o siguranță suficientă, forța exterioară care acționează asupra SF se amplifică față de cea rezultată din clcul cu un coefficient de siguranță K.

K=K1*K2*K3*K4

K1=1.8 (pentru prelucrări de degroṣare)

K2=1 (pentru suprafețe de orientare limitate)

K3=1 (pentru aṣchiere continuă)

K4=1.3 (Pentru oțeluri dure)

K=1.8*1*1*1.3=2.34

S = 54.858*2.34= 128.36 daN, forța pentru fixare cu două bride cu arcuri

6.2 Proiectarea unei freze disc cu placuțe schimbabile pentru operația 21

a) Alegerea plăcuțelor aṣchietoare si stabilirea sistemului de prindere al acestora

Freza disc cu placute din carburi metalice sinterizate, fixate mecanic.

Caracteristici tehnice:

Material de prelucrat – C45

Rugozitatea suprafetei – Ra=6.3 [μm]

Modul de prindere al placutei – cu pana

Placute de forma dreptunghiulară, aleasă din catalogul Sandvik, avand codul de comanda: N331.1°-08 45 08M-PM4230

b) Predimensionarea frezei

Pentru calculul diametrului dornului – se consider initial diametrul frezei D<150 mm.

== =11.22 mm

D – diametrul exterior sl frezei

dc – diametrul dornului

ap – lațimea profilului = 12 mm

ae – adâncimea profilului = 6 mm

Se adoptă d=> => d==27 mm

c) Calculul diametrului exterior al frezei

Dc = d + 2(m + ae + r) = 27+ 2(6.75+6+2.3)=57.1

Dc – diametrul exterior al frezei

m – miezul frezei

r – raza canalului dintre dinți

m = 0.25 * d = 0.25 * 27=6.75 mm

r= 2.3=2.3*= 2.3 mm

=0.15 mm/dinte

Se adoptă D=> => D==80 mm

d) Calculul numărului de dinți

Pd = s + hp + ha + hc +lg

– pasul dinților

S – grosimea placutei = 4.4mm

hp – înălțimea sistemului de prindere=16 mm

ha – grosimea dintelui=12 mm

hc – grosimea corpului placuței=10 mm

lg –lățimea eventualului gol dintre dinți=14 mm

=4.4+14+12+10+14= 54.4mm

Z = = = 4.61 dinți => adopt 5 dinți

Unghiul de contact se calculează cu relația:

=arccos(1-)= arccos(1-)=31.78 ͦ=0.55 rad

Numarul de dinți se verifică din condiția ca cel puțn 2 dinți sa fie în contact:

z= []+1=23.65 dinți

e) Stabilirea regimului de aschiere

ap – lațimea profilului = 12 mm

ae – adâncimea profilului = 6 mm

=0.15 mm/dinte

Calculul vitezei de aṣchiere

=C*****=

– avansul pe dinte=0.15 mm/ dinte

T- durabilitatea sculei=80

D – diametrul frezei=80

ap – lațimea profilului=12

ae – adâncimea profilului=6

VB – uzura sculei=0.4

C, , , , , , , , , – coeficienți care se aleg tabelar în funcție de grupa de prelucrabilitate a materialului prelucrat ṣi materialul placuței aṣchietoare

Astfel pentru grupa 6 de prelucrabilitate si carburi-grupa P, avem urmatoarele valori:

C=362

-0.24

= -0.1

=-0.29

=0.42

=-0.25

=0.6

=362*1.57*0.77*0.37*0.68*0.6=66.06 mm/min

Calculul forței tangențiale medii de aṣchiere

F====134.27 N

– avansul pe dinte=0.15 mm/ dinte

D – diametrul frezei=80

ap – lațimea profilului=12

ae – adâncimea profilului=6

=apăsarea specific MPa

= Coeficient de corecție ce ține cont de valoarea unghiului de degajare

= Coeficient de corecție ce ține cont de uzura sculei

f) Verificarea diametrului dornului din condiția de rezistență

=*=134.27*40= 5370.88 N*mm

=1.41**=1.41*134.27*150=28398.1 N*mm

==134.27

=150 mm – lungimea dornului

===3.03 mm

=950 MPa

Calculul puterii

P====0.18 kW

Calculul grosimii dintelui din condiția de rezistență

h=== 0.6

B=+[2…5]=12+2=14 mm

6.3 Proiectarea unui calibru tampon T-NT pentru controlul dimensiunii 15 H7 (0+0,013) STAS 2981/1-88, pentru operația 11

În vederea proiectării se vor determina mai întâi dimensiunile limită ale alezajului de controlat.

D max = ND + ES = 15 + 0,013 = 15,013

D min = ND + EI = 15 + 0,000 = 15,000

Dimensiunile caracteristice ale parților active ale calibrului se calculează cu relațiile (STAS 8222-80):

-partea "trece" noua (T):

dT nou = (D max – z1) ± H1 / 2 = (15,013-0,0025) ± 0,003/2 =

= 15,0105 ± 0,0015

-partea trece uzata:dT uzat = D min + y1 = 15,000 + 0,002 = 15,002

[STAS 8220 – 80 / tb. 2.17]

– partea "nu trece" (NT):

dNT nou = D max ± H1 / 2 = 15,013 ± 0,003/2 = 15,013 ± 0,0015

[STAS 8820 – 80 / tb. 2.17 și 2.18]

Părțile active ale calibrului se realizează de forma cililndrică și vor fi prevăzute cu coadă conică de prindere într-un mâner tubular cu alezaje centrale conice la capete. Dimensiunile parților active prezentate pe desene prin cote libere se vor executa conform claselor de toleranță fH din ISO 2768.

Materialul de construcție a parților active va fi de tip OLC45 STAS 880-88, călit-revenit la duritate de 60-62 HRC.

Mânerul se va executa din oțel de tipul OLC 45 STAS 500/2-80 care se va bruna după prelucrare.

În vederea efectuării controlului dimensiunii analizate se va considera ca o piesa este corespunzătoare dacă partea "trece" intră în alezajul de controlat, iar partea "nu trece"nu intra în alezaj, sub acțiunea masei calibrului sau fară aplicarea unei forțe axiale prea mari. În caz contrar, piesa controlată se considera rebut.

Calibrul nou se va da muncitorului care executa operația de prelucrare a suprafeței controlate, iar calibrul uzat se va da la controlor.

Calibrele tampon se verifică cu ajutorul unor aparate universale ca : optimetrul, microscopul universal de măsurare, etc.