curs operator pdf

Contract POSDRU/81/3.2/S/58103 ”Formare profesională în domeniul materialelor

noi cu aplicaţii în mecanică şi mecatronică –PROFMEC”

Proiect cofinanţat din Fondul Social European prin Programul Operaţional Sectorial

Dezvoltarea Resurselor Umane 2007-2013 “Investeşte în oameni”

ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI

MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ,

MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA

ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU

AGRICULTURĂ ŞI INDUSTRIE ALIMENTARĂ

-Program de perfecţionare-

Operator în domeniul proiectării asistate de calculator – COR 312204/SO-C 34

-2011-

INMA Bucureşti

Colectiv de lucru ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ, MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU


Contract POSDRU/81/3.2/S/58103 -Program de perfecţionare- Operator în domeniul proiectării asistate de calculator – COR 312204/SO-C 34

COLECTIVUL DE LUCRU

(în ordine alfabetică)

numele tema

Cârdei Petru 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, introducere

Matache Mihai 2,7,8

Muraru Virgil 1, 2, 6

Pirnă Ion 3, 5, 8

Sfîru Raluca 1, 8

Stanciu Lucian 1, 4, 5

Vlăduţ Valentin 2, 5,8

Colectiv de lucru ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ, MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU



CUPRINS ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ, MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU



3

CUPRINS

Tema Introducere

5

1 Utilizarea elementelor standardizate în modelarea geometrică şi fizică a

structurilor de rezistenţă a echipamentelor tehnice (2D; 3D) 1.1 Definiţii şi generalităţi 9

1.2 Standardizarea şi modelarea matematică 10

1.3 Lista principalelor standarde folosite în construcţia de maşini şi echipamente agricole 10

9

2 Introducerea materialelor noi în construcţia echipamentelor tehnice pentru

agricultură şi industria alimentară 2.1 Materiale ceramice

2.2 Brazdare plug durificate cu sormait 23

2.3 Alegerea materialelor utilizate în construcţia organelor de lucrat solul 24

2.4 Materiale şi tehnologii folosite pe plan internaţional pentru construcţia brăzdarelor 24

2.5 Materiale şi tehnologii folosite în România pentru construcţia sculelor de lucrat solul 25

2.6 Duze pentru maşini de stropit

2.7 Modelarea materialelor compozite şi nanomaterialelor în programele de analizã

structuralã

28

21

3 Procesarea rezultatelor şi întocmirea părţilor elementare ale rapoartelor de

analiză structurală 3.1 Generalităţi 29

3.2 Exemplu de procesare a rezultatelor analizei structurale 29

3.3 Procesarea elementarã a rezultatelor 41

29

4 Idealizarea şi generarea geometriei construcţiilor specifice echipamentelor tehnice

pentru agricultură şi industrie alimentară 4.1 Modele ideale 43

4.2 Structurile modelabile cu corpuri 1-dimensionale (bare, fire) sau 2-dimensionale

(plăci)

44

4.3 Modelarea 1D şi 2D a structurilor 44

4.4 Structurile portante ale maşinilor destinate prelucrãrii solului şi cuplaje 48

4.5 Modelarea unei structuri complexe 63

4.6 Modelarea unui dispozitiv de măsurare a forţei de tracţiune caracteristică unui organ

de lucru

67

4.7 Concluzii 70

43

5 Verificarea rezistenţei pe structuri cu elemente finite unidimensionale 5.1 Algoritmul de desfăşurare a analizei statice – verificarea la rezistenţă 71

5.2 Exemple de verificare la rezistenţã pe modele 1-dimensionale 73

71

6 Rolul materialelor noi în creşterea performanţei proiectării asistate de calculator

şi modelare 6.1 Generalităţi 77

6.2 Modelarea unor structuri din materiale compozite-modele macrostructurale 77

77

CUPRINS ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ, MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU



4

6.3 Analiza materialelor compozite la nivel de microstructurã 79

7 Analiza eşecurilor şi avariilor în construcţia echipamentelor tehnice specifice 7.1 Structuri supuse la fenomene de obosealã 83

7.2 Expertizarea cazurilor eşecurilor unor maşini şi utilaje – autocamionul MAZ 88

7.3 Analiza structurală a şasiului autobasculantei MAZ 88

7.4 Teste virtuale pentru autobasculanta MAZ pe model structural cu elemente finite

plane şi solide

92

7.5 Solicitarea structurii in cazul stationar, cu traversa asigurată 92

7.6 Solicitarea structurii în cazul staţionar, cu traversa complet neasigurată 96

7.7 Încãrcãri inerţiale cu valori ale acceleraţiei înregistrate în timpul încercarilor pe

structura în stare perfectă de funcţionare cu şi fără traversa asigurată

97

83

8 Aplicaţii în construcţia de maşini: mase, mărimi stereomecanice, lungimi, arii,

volume

105

8.1 Barã simplã modelată 1D 105

8.2 Placã planã idealizatã printr-o porţiune de suprafaţã 107

8.3 Barã modelată 3D 109

8.4 Cadru de maşină agricolă complexă modelat hibrid 1D şi 2D 110

Bibliografie

Anexa 1

115

117

INTRODUCERE ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ, MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA ECHIPAMENTELOR TEHNICE

PENTRU AGRICULTURĂ ŞI INDUSTRIE ALIMENTARĂ


5

INTRODUCERE

Perfecţionarea instrumentelor de lucru în proiectărea şi fabricaţia asistate de calculator s-

au avut un ritm foarte înalt în ultimii 50 – 60 de ani, iar în România în ultimii 20 de ani. Cu toate

ca înclinaţia specialistului român în proiectare spre calculator îl va fi făcut sa recupereze destul

de repede aspectele de bază, o anumită inhibiţie faţă de instrumentele de clasă superioară,

referindu-ne aici la cele de calculul problemelor de fizică matematică, l-a determinat sa rămâna

la nivelul desenului tridimensional şi nici acesta integral. Chiar şi desenul, cel puţin la nivelul

operatorilor este în mare măsură tributar şcolii vechi de desen tehnic, care are la bază proiecţiile,

desenul în spaţiul 2-dimensional. Dezvoltarea instrumentelor moderne de proiectare asistată de

calculator reaşează ordinea naturală, dar cere operatorilor aptitudini legate de

tridimensionalitatea figurilor geometrice. Desenele se generează natural în spaţiul tridimensional

şi, pentru a reveni la vechile tipare de execuţie, pe desene bidimensioale, se operează proiecţii de

diverse tipuri. Acum, pentru modelarea structuralã, este nevoie de o reânvãţare a idealizãrii

structurilor tridimensionale prin structuri virtuale uni şi bidimensionale.

În spiritul proiectării asistate de calculator moderne, analiza structurală reprezintă

prelungirea naturală a desenării şi calculului elementar (dimensiuni, arii, volume, caracteristici

inerţiale) la calculul funcţional al structurilor proiectate. De la desenul tehnic la calculul

elementar de verificare la rezistenţă, distanţa este mică. Totuşi utilizatorul trebuie să facă

trecerea de la desen, care este ca un trup fără viaţă, la modelul geometric, componentă a

modelului matematic, care prin dotarea elementelor geometrice cu proprietăţi fizice şi modelul

matematic descris de diverşi operatori diferenţiali şi integrali, capătă „viaţă”. Adică este capabil

să simuleze, într-o măsura mai bună sau mai puţin bună, comportamentul unor entităţi fizice a

căror model geometric sunt segmente de dreaptă, porţiuni de plan sau de suprafaţă, corpuri

tridimensionale. Pentru a produce acest salt, din punct de vedere profesional este nevoie ca

utilizatorul de la un anumit nivel în sus (nivelul modelãrii fizice), sã cunoască ipotezele prin care

anumite corpuri se asociază cu anumite entităţi geometrice. Dacă în ceea ce priveşte suprafeţele

şi corpurile, ceea ce operatorii (ne referim în mod special la operatorii în domeniul proiectării

asistate de calculator dar şi la alte specialitãti) ştiu în mod natural se potriveşte cu modelarea

geometrică a structurilor, în ceea ce priveşte modelele 1-dimensionale, acestea trebuie explicate.

Adică, cum se aproximează o bară cu axa sa şi ce este fibra medie deformată, de exemplu.

Aceste sunt noţiuni nenaturale pentru operatorii de CAD obişnuiţi. Dar acest pas trebuie făcut,

întrucât experienţa arată că, în multe cazuri, structurile modelate cu elemente 1-dimensionale

(poduri, arce, structuri de rezistenţă ale clădirilor, structuri portante ale maşinilor agricole şi




6

mijloacelor de transport, etc.) au un succes mare în modelarea structuralã, cu aplicaţii multiple de

la simple verificãri la rezistenţã pânã la comportament dinamic, optimizare, rezistenţa la

obosealã, etc.

Dincolo de transformarea desenului tehnic în modelare geometrică (care pe lângă

entitatea de desen pură creează şi o semnificaţie ce asociază acesteia diferite elemente de

construcţie, idealizează) şi apoi în model fizic, dificilă este trecerea la analiza structurală şi din

punctul de vedere pur teoretic. Analiza structurală are la baza ei, peste modelarea geometrică,

ecuaţiile fizicii matematice, un aparat matematic extrem de complex, studiat şi perfecţionat de

sute de ani, a cărui prelungire naturală, analiza numerică, a făcut trecerea spre utilizarea aproape

totală a calculatorului în rezolvarea problemelor fizicii. Fizica matematică cuprinde formularea

matematică a aproape tuturor fenomenelor fizice: teoria elasticităţii, elasto-plasticităţii,

deformarea mecanică neliniară, oboseala materialelor, optimizarea structurilor, studiul

vibraţiilor, stabilitatea structurilor, termoelasticitate, transferul de materie şi/sau energie, difuzia,

electromagnetismul, fenomene ondulatorii, mişcãrile fluidelor ideale, vâscoase şi altor tipuri de

fluide, fenomene de contact, fenomene de strivire sau de colapsare şi altele. Pentru a înţelege şi a

formula aceste probleme corect, sunt necesari specialişti cu studii superioare şi specialiştii

aceştia nu pot fi formaţi decât pe un număr mic dintre problemele enumerate mai sus. Pentru

acest motiv ne putem propune perfecţionarea specialiştilor CAD pe câte un domeniu destul de

îngust: mecanica (şi aici sunt specialişti pe diverse subdomenii ale mecanicii), fenomene termice,

fenomene electromagnetice, transfer de substanţă şi/sau energie, unde şi oscilaţii, vibraţii, fluide,

etc. Perfecţionarea propusă în acest program se referă la domeniul mecanicii structurilor din

construcţia de maşini, aplicaţiile majoritare situându-se în industrua maşinilor şi echipamentelor

agricole şi ale industriei alimentare. Temele incluse în acest volum formează un program de

formare, se adresează unui spectru îngust de specialişti, deci nu este un curs, care s-ar adresa

unui public larg.

Se pune de la început o întrebare firească: care este rostul unui asemenea program de

formare ? Cu ce câştig se alege absolventul ?

Cursul este unul de perfecţionare, întrucât urmareşte creşterea capacităţii operatorilor în

domeniul proiectării asistate de calculator de a rezolva probleme moderne ale producţiei de

înaltă performanţă. Obiectivul general al programului de formare este creşterea nivelului de

performanţă pentru toate unităţile de competenţă atât pe verticală (în profunzime, intensiv,

creativitate), cât şi pe orizontală (extensiv, dobandire de noi cunoştinte).

Scopul principal al cursului este acela de a perfecţiona activitatea acestui domeniu

ocupaţional, conferindu-i ca urmare a absolvirii, o performanţă de înalt nivel în activitatea

specifică. Nivelul înalt de performanţă se va concretiza în creşterea nivelului de calitate al

producţiei şi creşterea pregătirii profesionale a personalului angajat în departamentele/diviziile

de informatică. Cursul nu este unul introductiv, el se adresează unor specialişti care au făcut deja

cunoştinţă cu domeniul analizei structurale sau a căror practică este apropiată de acest domeniu,

fie aceasta chiar şi numai la nivel informativ. Cursul expune o experienţă de abordare şi

rezolvare a problemelor de producţie în termenii analizei structurale, acumulată în peste 15 ani

de lucru. Acest curs urmăreşte apropierea nivelului operatorului în domeniul proiectării asistate

de calculator de nivelul inginerilor proiectanţi şi structuralişti, în scopul de a crea echipe mixte

de mare eficienţă în analiza problemelor de producţie în timp scurt şi pe un mare număr de

variante posibile. Se va încerca saturarea capacităţii de lucru a operatorului în cadrul echipei de




7

analiza structurală, astfel încât specialistul CAD sa preia obiectele de analiza de la operator într-

un stadiu cât mai avansat de modelare.

Cursul urmareşte şi generalizarea activităţii de analiză structurală în departamentele

/diviziile de informatică şi firmele private, pentru operatorii în domeniul proiectării asistate de

calculator urmărindu-se în primul rând creşterea capacităţii de a modela geometric în

profunzime (desenul pornind de la desenul tehnic, de la schiţe sau de la structura reală), de a

prelua sarcini de uzură, cum ar fi repetarea unor analize pe un număr de cazuri asemănătoare

între care se schimbă puţini parametri sau preluarea unor sarcini de întocmire a unor rapoarte

simple de analiză (rapoarte de analiză).

Prin activităţile dezvoltate şi prin cunoştinţele furnizate în cadrul acestui program de

formare, operatorul în domeniul proiectării asistate de calculator, înregistrează şi o creştere a

mobilităţii profesionale.

Nu în ultimul rând, cursul îşi propune să atingă încă trei ţinte importante: creşterea

capacităţii de inovare în domeniul privat, creşterea capcităţii de cercetare în domeniul privat şi

creşterea investiţiilor în domeniul privat, direcţii ce exprimă curente de dezvoltare eurounioniste

în actuala epocă.

Cursurile pentru operatorii în domeniul proiectării asistate de calculator sunt orientate

către activitatea de modelare geometrică a problemelor şi spre introducerea obligativităţii

folosirii aparatului analizei structurale în activitatea de proiectare asistată de calculator.

Având în vedere obiectivele de mai sus, rezulta ca obiectivele de referinţă ale acestui

program de formare sunt:

-însusirea unui algoritm optim de lucru în echipă şi comunicare, creşterea rolului

operatorului în domeniul proiectarii asistate de calculator în echipa de analiză structurală;

-creşterea nivelului de dezvoltare profesională şi utilizare a calculatorului personal;

-creşterea intensivă si extensiva de a elabora soluţii CAD;

-perfecţionarea intensiva şi extensiva în realizarea de desene 2D şi 3D specifice

domeniului de activitate într-o aplicaţie de tip CAD şi FEA (analiza cu elemete finite) pe bază de

schiţă, dar şi pe obiecte fizice şi desene tehnice;

-perfecţionarea modalităţilor de utilizare a elementelor standardizate în desenul tehnic

afectat activităţilor CAD şi FEA;

-creşterea capacităţii de a transpune fişiere CAD şi FEA pe suport şi de organiza arhive

de experienţă în domeniu în vederea unor reutilizări;

-în mod implicit, se vor sugera şi elemente de aplicarea procedurilor de calitate şi

aplicarea normelor de sănătate şi securitate în muncă;

Cursurile pentru operatorii în domeniul proiectării asistate de calculator sunt orientate în

mare măsură către activitatea de modelare geometrică şi spre introducerea obligativităţii folosirii

aparatului analizei structurale în activitatea de proiectare asistată de calculator.

Având în vedere obiectivul general şi obiectivele de referinţă ale acestui program de

formare, structura prevazută pe module este următoarea:

-o grupare de module care se va adresa în special unităţilor de competenţă fundamentale

(comunicarea la locul de muncă, lucrul în echipă şi dezvoltarea profesională), care descrie

relaţiile între componenţii unei echipe de analiză structurală şi cu funcţiile aflate la frontiera

acesteia;




8

-o grupare de module care se va adresa unităţilor de competenţă pe domeniul de activitate

(utilizarea calculatorului personal şi aplicarea procedurilor de calitate, mai puţin în ceea ce

priveşte aplicarea normelor de sănătate şi securitate în muncă);

-o grupare de module care se va adresa unităţilor de competenţă specifice ocupaţiei,

specializate pe realizarea de desene 2D şi modele 3D pe baza de schiţă dar si obiect fizic şi desen

tehnic, utilizarea elementelor standardizate în desenul tehnic, elaborarea de soluţii CAD.

Cursul este planificat pe durata a 40 de ore teoretice şi instruire practică. La finalul

cursului este prevăzută testarea participanţilor şi acordarea de diplome de absolvire.

TEMA 1 ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ, MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU



9

UTILIZAREA ELEMENTELOR STANDARDIZATE ÎN MODELAREA

GEOMETRICĂ ŞI FIZICĂ A STRUCTURILOR DE REZISTENŢĂ A

ECHIPAMENTELOR TEHNICE

1.1 Definiţii şi generalităţi

Pentru clarificãri, definiţia standardelor, conform [1]: standardul este un document stabilit prin

consens şi aprobat de un organism recunoscut, care stabileşte, pentru utilizări comune şi repetate,

reguli, prescripţii sau caracteristici pentru activităţi sau rezultatele lor, în scopul obţinerii unui grad

optim de ordine într-un context dat. Standardul care este adoptat de un organism naţional de

standardizare şi care este pus la dispoziţia publicului se numeşte standard naţional. Standard care este

adoptat de către o organizaţie internaţională cu activitate de standardizare şi care este pus la dispoziţia

publicului se numeşte standard internaţional. Standardul care este adoptat de către o organizaţie

europeană cu activitate de standardizare şi care este pus la dispoziţia publicului, se numeşte standard

European. Utilizarea unui standard în producţie, proiectare, comerţ, etc., se numeşte aplicarea acelui

standard. Marca protejată, aplicată sau emisă pe baza regulilor unui sistem de certificare, indicând cu

un grad suficient de încredere că produsul, procesul sau serviciul în cauză este conform cu un standard

sau cu alt document normativ specific, se numeşte marcã de conformitate. Documentul care prescrie

condiţiile tehnice pe care trebuie să le îndeplinească un produs, proces sau serviciu se numeşte

specificaţie tehnicã. Standardul a cărui aplicare devine obligatorie prin efectul unei legi cu caracter

general sau printr-o referinţă exclusivă dintr-o reglementare se numeşte standard obligatoriu.

Documentul care conţine reguli cu caracter obligatoriu şi care este adoptat de către o autoritate se

numeşte reglementare. Reglementarea care prevede condiţii tehnice fie în mod direct, fie prin referire

la un standard, la o specificaţie tehnică, la un cod de bună practică sau care preia integral conţinutul

acestora se numeşte reglementare tehnicã. Abilitateaa de a regăsi istoricul, aplicarea sau localizarea a

ceea ce este luat în consideraţie se numeşte trasabilitate1. Domeniul în care punerea în circulaţie, pe

piaţă, a produselor şi serviciilor este reglementată prin legi şi alte acte normative se numeşte domeniu

reglementat. În caz contrar se numeşte domeniu nereglementat. În ceea ce priveşte domeniile

reglementate, pentru maşini industriale (directiva 2006/42/CE), funcţioneazã douã acte normative: HG

1029/03.09.2008 privind condiţiile introducerii pe piaţã a maşinilor şi Ordinul Ministerulului Muncii,

Familiei şi Protecţiei Sociale 29/08.01.2010 privind aprobarea listei standardelor româneşti care adoptã

standardele europene armonizate referitoare la maşini. Utilajele din industria alimentarã se înscriu în

aceastã categroie şi atunci se supun legislaţiei domeniilor reglementate.

1 Se pune direct în legãturã cu arhivarea modelelor CAD şi structurale care stau la baza proiectelor care la rândul lor stau la

baza produselor finite. De eceea modelarea CAD şi structuralã trabuie sã poatã fi regãsite, închizând un lanţ de evoluţie a

unu produs de la idée pânã la produsul final.




10

Este esenţial pentru operatorul în domeniul proiectării asistate de calculator sã cunoascã aceste

standarde pentru a şti, în cazul în care i se cere, cu ce elemente de start sã caracterizeze modelul

geometric al structurii (profilele folosite, organe pentru îmbinãri, etc.).

1.2 Standardizarea şi modelarea matematică

Modelarea matematicã în analiza structuralã generalã este liberã de constrângeri geometrice.

Astfel, modelatorul poate imagina şi folosi orice fel de bare, plãci, corpuri cu forme şi dimensiuni care

nu pot fi impuse apriori. În aplicaţii industriale structuraliştii sunt însa constrânşi sã foloseascã un

numar finit de categorii de formã şi de dimensiuni ale acestora deoarece producţia nu poate sau ar fi

prea costisitor, sã creeze pentru fiecare proiect alte corpuri, alte geometrii. Pentru acest motiv, este bine

ca în 90 % din cazurile de proiectare sã se lucreze cu elemente standardizate, aceasta fiind o condiţie

necesarã pentru ca proiectul sa fie acceptat în producţie, în general. Dacã la modelarea geometricã cu

elemente 1-dimensionale, cel ce deseneazã idealizarea geometricã a structurii nu are, în general nevoie

de geometria profilelor (aceasta se introduce în etapa de modelare fizicã prin constantele secţiunii), la

modelarea 2 şi mai ales 3-dimensionala profilele aparând în mod real sau aproape real, necesitatea

consultãrii permanente a standardelor este evidentã.

Pentru aceste motive, în acest capitol se dau principalele standarde recomandate spre consultare

în timpul efectuãrii modelării geometrice, dar şi celei fizice, unde pentru constantele secţiunilor

transversale, de exemplu, trebuie de asemenea consultate standardele, în cazul cand nu se apeleazã la

calcul. Se dã în continuare lista principalelor standarde utilizate în proiectarea maşinilor şi

echipamentelor agricole şi din industria alimentarã, începând de la încercãrile metalelor pânã la

standarde de organe de maşini

1.3 Lista principalelor standarde folosite în construcţia de maşini şi echipamente agricole

SR EN ISO 148-3:2009 Materiale metalice. Încercarea la încovoiere prin şoc pe epruvete Charpy. Partea 3:

Prepararea şi caracterizarea epruvetelor Charpy cu crestătură în V pentru verificarea indirectă a maşinilor de încercare

ciocan pendul ,

SR EN ISO 148-2:2009 Materiale metalice. Încercarea la încovoiere prin şoc pe epruvete Charpy. Partea 2:

Verificarea maşinilor de încercare ,

SR EN ISO 204:2009 Materiale metalice. Încercare la fluaj prin tracţiune monoaxială. Metodă de încercare ,

SR EN ISO 204:2009 Materiale metalice. Încercare la fluaj prin tracţiune monoaxială. Metodă de încercare ,

SR EN ISO 376:2005 Materiale metalice. Etalonarea instrumentelor de măsurare a forţei utilizate pentru

verificarea maşinilor la încercări monoaxiale ,

SR EN ISO 377:2000 Oţel şi produse de oţel. Locul de prelevare şi pregătire a probelor şi epruvetelor pentru

încercări mecanice ,

SR 1111:1995 Materiale metalice. Ţevi. Încercare hidraulică ,

STAS 1552-78 Încercările metalelor. Încercarea la compresiune ,

STAS 1660-80 Încercările metalelor. Încercarea la încovoiere a fontelor

STAS 1750-90 Încercările metalelor. Încercarea la răsucire a sârmelor

STAS 2080-67 Încercări tehnologice ale metalelor. Încercarea la dubla îndoire a tablelor subţiri şi a benzilor

STAS 2172-84 Încercările metalelor. Încercarea la tracţiune a cablurilor de oţel

STAS 2233-80 Încercările metalelor. Încercarea de refulare

SR EN ISO 2566-2:2003 Oţel. Conversia valorilor de alungire. Partea 2: Oţeluri austenitice

SR EN ISO 2739:2010 Bucşe de pulberi metalice sinterizate. Determinarea rezistenţei la strivire radială

SR EN ISO 2740:2009 Materiale metalice sinterizate, cu excepţia aliajelor dure. Epruvete pentru încercarea la

tracţiune

SR EN ISO 3325:2001 Materiale metalice sinterizate, cu excepţia aliajelor dure. Determinarea rezistenţei la

rupere transversală

SR EN ISO 3325:2001/A1:2003 Materiale metalice sinterizate, cu excepţia aliajelor dure. Determinarea

rezistenţei la rupere transversală. Amendament 1: Date de fidelitate




11

SR EN ISO 3327:2009. Aliaje dure sinterizate. Determinarea rezistenţei la încovoiere

SR EN ISO 3327:2009 Aliaje dure sinterizate. Determinarea rezistenţei la încovoiere

SR EN ISO 3738-2:2006 Aliaje dure sinterizate. Încercarea de duritate Rockwell (scara A). Partea 2: Pregătirea şi

etalonarea plăcutelor etalon

SR EN ISO 3738-1:2010 Aliaje dure sinterizate. Încercarea de duritate Rockwell (scara A). Partea 1: Metoda de

încercare

SR ISO 3738-2:2001/A99:2006 Aliaje dure sinterizate. Încercarea de duritate Rockwell (scara A). Partea 2:

Pregătirea şi etalonarea plăcuţelor etalon

SR EN ISO 3785:2006 Materiale metalice. Notarea axelor epruvetelor în raport cu textura produsului SR EN

ISO 3928:2006 Materiale metalice sinterizate, cu excepţia aliajelor dure. Epruvete pentru încercarea la oboseală

SR ISO 3928:2002/A99:2006 Materiale metalice sinterizate, cu excepţia aliajelor dure. Epruvete pentru

încercarea la oboseală

SR EN ISO 4498:2010 Materiale metalice sinterizate, cu excepţia aliajelor dure. Determinarea durităţii aparente

şi a microdurităţii

SR EN ISO 4507:2007 Materiale feroase sinterizate cementate sau carbonitrurate. Determinarea şi verificarea

adâncimii de cementare prin măsurarea microdurităţii

SR EN ISO 4545-2:2006 Materiale metalice. Încercarea de duritate Knoop. Partea 2: Verificarea şi etalonarea

maşinilor de încercare

SR EN ISO 4545-3:2006 Materiale metalice. Încercarea de duritate Knoop. Partea 3: Etalonarea mostrelor etalon

SR EN ISO 4545-1:2006 Materiale metalice. Încercarea de duritate Knoop. Partea 1: Metoda de încercare

STAS 5540/6-77 Încercări ale îmbinărilor sudate cap la cap. Încercarea de aplatizare

STAS 5878-77 Încercările metalelor. Încercarea la oboseală prin încovoiere rotativă

SR EN ISO 6508-1:2006 Materiale metalice. Încercarea de duritate Rockwell. Partea 1: Metodă de încercare

(scările A, B, C, D, E, F, G, H, K, N, T)

SR EN ISO 6508-2:2006 Materiale metalice. Încercarea de duritate Rockwell. Partea 2: Verificarea şi etalonarea

maşinilor de încercare (scările A, B, C, D, E, F, G, H, K, N, T)

SR EN ISO 6508-1:2006 Materiale metalice. Încercarea de duritate Rockwell. Partea 1: Metodă de încercare

(scările A, B, C, D, E, F, G, H, K, N, T)

STAS 6605-78 Încercările metalelor. Încercarea la tracţiune a oţelului beton, a sârmei şi a produselor din sârmă pentru

beton precomprimat

STAS 6622-90 Încercările metalelor. Încercarea la înfăşurare a sârmelor

STAS 6774-79 Încercările metalelor. Încercarea de încovoiere prin şoc după îmbătrânire artificială

STAS 6834-75 Încercările metalelor. Încercarea la tracţiune la temperaturi scăzute

SR EN ISO 6892-1:2010 Materiale metalice. Încercare la tracţiune. Partea 1: Metodă de încercare la temperatura

ambiantă

SR EN ISO 6892-1:2010 Materiale metalice. Încercare la tracţiune. Partea 1: Metodă de încercare la temperatura

ambiantă

STAS 6967-88 Încercările mecanice ale metalelor. Clasificare

STAS 7209-87 Încercările metalelor. Încercarea la relaxare a sârmelor şi a produselor din sârmă pentru beton

precomprimat

SR EN ISO 7438:2005 Materiale metalice. Încercarea la îndoire

SR EN ISO 7500-1:2005/AC:2009 Materiale metalice. Verificarea maşinilor la încercări statice monoaxiale.

Partea 1: Maşini de încercat la tracţiune/compresiune. Verificarea şi etalonarea sistemului de măsurare a forţei

SR EN ISO 7500-2:2007 Materiale metalice. Verificarea maşinilor la încercări statice monoaxiale. Partea 2:

Maşini pentru încercări la fluaj. Verificarea sarcinii aplicate

SR EN ISO 7500-1:2005 Materiale metalice. Verificarea maşinilor la încercări statice monoaxiale. Partea 1:

Maşini de încercat la tracţiune/compresiune. Verificarea şi etalonarea sistemului de măsurare a forţei

STAS 7748-85 Încercările metalelor. Încercarea la îndoire a epruvetelor încărcate cu sudură longitudinală

SR ISO 7801:1993 Materiale metalice. Sârme. Încercarea la îndoire alternantă

STAS 7926-67 Încercările metalelor. Încercarea de rezistenţă la forfecare pură

STAS 7927-67 Încercările metalelor. Încercarea de rezistenţă la forfecare

STAS 7932/4-90 Încercările mecanice ale îmbinărilor sudate în puncte şi în relief ale metalelor. Încercarea la

răsucire

STAS 7932/2-90 Încercările mecanice ale îmbinărilor sudate în puncte şi în relief ale metalelor. Încercarea la

tracţiune

STAS 8027-78 Încercările metalelor. Încercarea la oboseală cu sarcini axiale

SR EN ISO 8062-3:2007/AC:2009. Specificaţiile geometrice ale produselor (GPS). Toleranţe dimensionale şi

geometrice pentru piesele turnate. Partea 3: Toleranţe geometrice şi dimensionale generale şi adaosuri de prelucrare pentru

piese turnate




12

STAS 8068-67 Metodologia de determinare a caracteristicilor garantate de marcă privind încercarea mecanică la

tracţiune a metalelor

STAS 8251-82 (Standard Inlocuit) Încercările metalelor. Încercare de duritate Rockwell pe suprafeţe curbe convexe.

Scările A,B,C,F,G şi superficială N şi T

STAS 8315-81 Încercările metalelor. Încercarea de duritate Shore

STAS 8394-69 Luarea probelor din metale şi aliaje neferoase pentru încercarea la tracţiune

SR EN ISO 8491:2005 Materiale metalice. Ţevi. Încercarea la îndoire a tronsonului

SR EN ISO 8492:2005 Materiale metalice. Ţevi. Încercarea la aplatizare

SR EN ISO 8493:2005 Materiale metalice. Ţevi. Încercarea la lărgire

SR EN ISO 8494:2005 Materiale metalice. Ţevi. Încercarea la răsfrângere

SR EN ISO 8495:2005 Materiale metalice. Ţevi. Încercarea la lărgire a inelului

SR EN ISO 8496:2005 Materiale metalice. Ţevi. Încercarea la tracţiune pe inel

STAS 8894/2-81 Încercările metalelor. Încercarea de rupere la fluaj a oţelului la temperaturi ridicate. Metode de

prelucrare a datelor

STAS 9056-71 Determinarea caracteristicilor mecanice ale metalului depus la sudarea cu gaz

STAS 9261-81 Încercările metalelor. Încercarea de încovoiere prin şoc pe epruvete încărcate cu sudură

SR EN ISO 9513:2003. Materiale metalice. Etalonarea extensometrelor utilizate la încercări monoaxiale

STAS 9639-81 Încercările metalelor. Încercarea la uzare pe disc rotativ cu hârtie de şlefuit

SR ISO 9649:1996 Materiale metalice. Sârmă. Încercarea la răsucire alternantă

SR EN 10319-2:2007 Materiale metalice. Încercarea de relaxare prin tracţiune. Partea 2: Mod de lucru pentru

modele de asamblări cu şuruburi

SR EN 10319-1:2004 Materiale metalice. Încercare de relaxare prin tracţiune. Partea 1: Metodă pentru maşini de încercare

SR EN 10325:2007 Oţel. Determinarea creşterii limitei de curgere datorită unui tratament termic (Bake

Hardening Index)

SR EN 10328:2005 Fontă şi oţel. Determinarea adâncimii convenţionale de călire după încălzire superficială

STAS 10882-84 Încercările metalelor. Încercarea de fisurare la rece a îmbinărilor din oţel sudate cu arc electric

STAS 10888-77 Încercările metalelor. Încercări ale îmbinărilor din table subţiri sudate în colţ

STAS 10897/5-86 Încercările metalelor. Încercări mecanice ale îmbinărilor lipite la temperaturi scăzute

STAS 10897/3-82 Încercarea la încovoiere prin şoc a îmbinărilor prin lipire tare

STAS 11399-80 Încercările metalelor. Încercarea la oboseală prin răsucire

SR ISO 11531:1997 Materiale metalice. Determinarea înălţimii de ondulare după ambutisare.

SR EN ISO 12004-2:2009 Materiale metalice. Table şi benzi. Determinarea curbelor limită privind

deformabilitatea. Partea 2: Determinarea curbelor limită în laborator

SR EN ISO 12004-1:2009. Materiale metalice. Table şi benzi. Determinarea curbelor limită privind

deformabilitatea. Partea 1: Măsurare şi aplicarea diagramelor limită privind deformabilitatea în secţia de prese

STAS 12072-82 Încercările metalelor. Încercarea la forfecare a oţelurilor placate

STAS 12181-84 Încercările metalelor. Încercarea de duritate sub sudură

STAS 12287-85 Încercările metalelor. Încercări mecanice ale îmbinărilor sudate din bare de oţel beton

STAS 12310/1-85 Încercări mecanice ale îmbinărilor lipite cu adezivi. Luarea şi pregătirea probelor

STAS 12310/2-85 Încercări mecanice ale îmbinărilor lipite cu adezivi. Încercarea la forfecare

SR EN ISO 12737:2006 Materiale metalice. Determinarea tenacităţii la rupere în starea plană de deformaţie

SR EN ISO 12737:2006 Materiale metalice. Determinarea tenacităţii la rupere în starea plană de deformaţie

STAS 13122-93 Încercările metalelor. Mecanica ruperii. Vocabular

SR 13170:1993 Materiale metalice. Încercarea la încovoiere prin şoc. Epruvete speciale şi metode de evaluare

SR EN ISO 14556:2002/A1:2007. Oţel. Încercarea la încovoiere prin şoc pe epruvete Charpy cu crestătura în V.

Metoda de încercare instrumentată. Amendament 1: Anexa D - Încercarea de încovoiere prin şoc instrumentată pe epruvete

Charpy cu crestătură în V cu dimensiuni reduse

SR EN ISO 14556:2002 Oţel. Încercarea la încovoiere prin şoc pe epruvete Charpy cu crestătură în V. Metodă de

încercare instrumentată

SR EN ISO 14577-2:2003 Materiale metalice. Încercare de penetrare instrumentată pentru determinarea durităţii şi

parametrilor materialelor. Partea 2: Verificarea şi etalonarea aparatelor de încercare

SR EN ISO 14577-3:2003. Materiale metalice. Încercare de penetrare instrumentată pentru determinarea durităţii şi

parametrilor materialelor. Partea 3: Etalonarea mostrelor etalon

SR EN ISO 14577-1:2003 Materiale metalice. Încercare de penetrare instrumentată pentru determinarea durităţii şi

parametrilor materialelor. Partea 1: Metodă de încercare

SR EN ISO20482:2004 Materiale metalice. Table şi benzi. Încercarea la ambutisare Erichsen

SR EN 24506:1994 Aliaje dure şi sinterizate. Încercarea la compresiune

SR EN 24884:1995 Aliaje dure sinterizate. Prelevarea şi încercarea pulberilor pe epruvete sinterizate




13

SR EN ISO 26203-1:2010. Materiale metalice. Încercarea la tracţiune la viteză de deformare mare. Partea 1:

Sisteme tip bară elastică

SR EN 61788-6:2008 Supraconductivitate. Partea 6: Măsurarea proprietăţilor mecanice Încercare de întindere

la temperatura ambiantă a supraconductoarelor compozite Cu/Nb-Ti

SR EN 61788-6:2001 Supraconductivitate. Partea 6: Măsurarea proprietăţilor mecanice. Încercare de întindere

la temperatura ambiantă a supraconductoarelor compozite Cu/Nb-Ti

SR EN ISO 377:2000 Oţel şi produse de oţel. Locul de prelevare şi pregătire a probelor şi epruvetelor pentru

încercări mecanice

STAS 563-89 Sârmă rotundă din oţel, laminată la cald

STAS 564-86 Oţel laminat la cald. Oţel U

STAS 901-90 Oţel laminat la cald. Table pentru construcţii mecanice laminate pe laminoare discontinue

STAS 908-90 Oţel laminat la cald. Bandă

STAS 2305-89 Oţel hexagonal calibrat. Dimensiuni

STAS 2880-84 Oţeluri calibrate. Condiţii tehnice generale de calitate

STAS 5453-68 Benzi din oţel plumbuite

STAS 5943-81 Prelucrarea metalelor prin deformare şi separare. Terminologie

STAS 6058-88 Materiale refolosibile feroase pentru topire

SR 6058-1:1999 Materiale feroase pentru retopire. Oţeluri nealiate

STAS 7829-84 Forjă. Terminologie

STAS 8113-68 Laminarea metalelor. Terminologie

SR EN 10021:2007 Condiţii tehnice generale de livrare pentru produse de oţel

SR EN 10079:2007 Definirea produselor de oţel

SR EN 10168:2005 Produse de oţel. Documente de inspecţie. Listă şi descrierea informaţiilor

SR EN 10272:2008 Bare de oţel inoxidabil pentru recipiente sub presiune

SR EN 10302:2008. Oţeluri, aliaje de nichel şi de cobalt rezistente la fluaj

STAS 1006-90 Îmbinări prin pene paralele cu găuri de fixare. Dimensiuni

STAS 1007-81 Îmbinări prin pene înclinate. Dimensiuni

STAS 1010-80 Îmbinări prin pene tangenţiale. Dimensiuni

STAS 1012-77 Pene disc. Pene şi canale pentru pene. Dimensiuni

STAS 1450/1-89 Organe de asamblare filetate. Elemente constructive. Terminologie

STAS 2700/13-89 Organe de asamblare filetate. Raze de racordare şi rugozităţi

STAS 2700/6-92 Organe de asamblare filetate. Marcarea organelor de asamblare filetate din oţel nealiat sau slab

aliat

SR EN ISO 3269:2002 Elemente de asamblare. Inspecţie de recepţie

SR ISO 3800:2000 Elemente de asamblare filetate. Încercări la oboseală sub sarcină axială. Metode de

încercare şi evaluarea rezultatelor

SR EN ISO 5845-1:2002 Desene tehnice. Reprezentarea simplificată a asamblărilor de piese cu ajutorul organelor

de asamblare. Partea 1: Principii generale

SR EN ISO 5845-1:2002 Desene tehnice. Reprezentarea simplificată a asamblărilor de piese cu ajutorul organelor

de asamblare. Partea 1: Principii generale

STAS 8121/3-84 Elemente filetate pentru asamblarea flanşelor. Piuliţe hexagonale. Dimensiuni

STAS 8121/1-85 Elemente filetate pentru asamblarea flanşelor. Condiţii tehnice generale de calitate

STAS 8121/2-84 Elemente filetate pentru asamblarea flanşelor. Prezoane. Dimensiuni

SR EN ISO 8735:2002 Ştifturi cilindrice de oţel călit şi de oţel inoxidabil martensitic, cu gaură filetată

SR EN ISO 8741:2002 Ştifturi crestate cu crestături invers progresive pe jumătate din lungime

SR EN ISO 8743:2002 Ştifturi crestate cu crestături centrale pe jumătate din lungime

SR ISO 8991:1999 Sistem de notare a elementelor de asamblare

SR EN ISO 10669:2001 Şaibe plate pentru asamblări cu şuruburi pentru tablă şi şaibe. Serie de dimensiuni

normale şi mari. Grad A

SR EN ISO 10684:2004 Elemente de asamblare. Acoperiri prin galvanizare la cald

SR EN ISO 10684:2004/AC:2009 Elemente de asamblare. Acoperiri prin galvanizare la cald

SR EN ISO 10684:2004 Elemente de asamblare. Acoperiri prin galvanizare la cald

SR EN ISO 10684:2004/AC:2009 Elemente de asamblare. Acoperiri prin galvanizare la cald

STAS 11637-83 Organe de asamblare filetate. Lungimile tijei şi ale părţii filetate

SR EN 12512:2002/A1:2006. Structuri de lemn. Metode de încercare. Încercarea ciclică a îmbinărilor

realizate cu organe mecanice

STAS 12512:2002 . Structuri de lemn. Metode de încercare. Încercarea ciclică a îmbinărilor realizate cu

organe mecanice

STAS 12933-91 Îmbinări prin pene paralele înalte. Dimensiuni




14

SR EN 14399-1:2005 Asamblări de înalta rezistenţă cu şuruburi pretensionate pentru structuri metalice. Partea

Cerinţe generale

SR EN 14399-9:2009 . Asamblări de înaltă rezistenţă cu şuruburi pretensionate pentru structuri metalice. Partea

Sistem HR sau HV. Şaibe indicatoare de pretensionare pentru ansambluri şurub şi piuliţă

SR EN 14399-3:2005 Asamblări de înaltă rezistenţă cu şuruburi pretensionate pentru structuri metalice. Partea

Sistem HR. Ansambluri şurub cu cap hexagonal şi piuliţă


Sistem HV. Ansambluri şurub de păsuire cu cap hexagonal şi piuliţă


Încercare de performanţă pentru pretensionare


Sistem HR. Ansambluri şurub cu cap înecat crestat şi piuliţă


Încercare de performanţă pentru pretensionare

SR EN 14399-1:2005 . Asamblări de înalta rezistenţă cu şuruburi pretensionate pentru structuri metalice. Partea

Cerinţe generale


Sistem HRC. Ansambluri şurub şi piuliţă cu pretensionare calibrată


3: Sistem HR. Ansambluri şurub cu cap hexagonal şi piuliţă

SR EN 15048-2:2007 . Asamblări cu şuruburi nepretensionate pentru structuri metalice. Partea 2: Încercare a

aptitudinii pentru utilizare

SR EN ISO 15480:2002 . Şuruburi autofiletante cu cap hexagonal şi guler plat cu filet pentru tablă

STAS16047:2005 . Elemente de asamblare. Încercare moment/efort

SR EN ISO 16048:2003 . Pasivizarea elementelor de asamblare de oţel inoxidabil rezistent la coroziune

SR EN ISO 16426:2003 . Elemente de asamblare. Sistem de asigurare a calităţii

SR EN 20273:2003 Elemente de asamblare. Găuri de trecere pentru şuruburi

898-5:2002 Caracteristici mecanice ale elementelor de asamblare executate din oţel carbon şi oţel aliat. Partea 5:

Ştifturi filetate şi elemente de asamblare filetate similare care nu sunt supuse eforturilor la tracţiune

35,44

35,44 detalii

SR EN ISO 898-1:2009 . Caracteristici mecanice ale elementelor de asamblare executate din oţel carbon şi oţel

aliat. Partea 1: Şuruburi parţial şi complet filetate şi prezoane de clase de calitate specificate. Filete cu pas normal şi filete cu

pas fin

SR 925:1993 Şuruburi cu cap bombat şi gât pătrat pentru lemn. Grad C

STAS 926-90 Piuliţe pătrate. Clasa de execuţie C

SR EN ISO 1207:1998 Şuruburi cu cap cilindric crestat pentru metale. Grad A

STAS 1386-92 Şuruburi pentru canale T. Clasa de execuţie B

STAS 1450/3-89 Organe de asamblare filetate. Şuruburi, prezoane şi ştifturi filetate. Nomenclator

STAS 1450/4-89 Organe de asamblare filetate. Piuliţe. Nomenclator

STAS 1451-80 Şuruburi cu filet pentru lemn. Şurub cu cap bombat crestat. Dimensiuni

STAS 1452-80 Şuruburi cu filet pentru lemn. Şurub cu cap înecat, crestat. Dimensiuni

STAS 1453-80 Şuruburi cu filet pentru lemn. Şurub cu cap semiînecat crestat. Dimensiuni

STAS 1454-80 Şuruburi cu filet pentru lemn. Şurub cu cap hexagonal. Dimensiuni

STAS 1455-80 Şuruburi cu filet pentru lemn. Şurub cu cap pătrat. Dimensiuni

STAS 1470-80 Şuruburi grosolane. Şurub cu cap semirotund şi nas. Dimensiuni

STAS 1472-80 Şuruburi grosolane. Şurub cu cap pătrat. Dimensiuni

STAS 1474-86 Şurub cu cap înecat şi nas. Clasa de execuţie C

STAS 1476-80 Şuruburi grosolane. Şurub cu cap bombat şi nas. Dimensiuni

STAS 1477-80 Şuruburi grosolane. Şurub cu cap înecat şi gât pătrat. Dimensiuni

SR EN ISO 1479:2003 . Şuruburi pentru tablă cu cap hexagonal

SR EN ISO 1481:2001 . Şuruburi pentru tablă cu cap cilindric, crestat

SR EN ISO 1482:2003 . Şuruburi pentru tablă cu cap înecat crestat

SR EN ISO 1483:2003 . Şuruburi pentru tablă cu cap semiînecat crestat

SR EN 1515-2:2002 . Flanşe şi îmbinarea lor. Prezoane şi piuliţe. Partea 2: Clasificarea materialelor pentru

prezoane şi piuliţe pentru flanşele de oţel, desemnate prin PN

SR EN 1515-3:2006 Flanşe şi îmbinarea lor. Prezoane şi piuliţe. Partea 3: Clasificarea materialelor pentru

prezoane şi piuliţe pentru flanşele de oţel, desemnate prin Clasă




15

SR EN 1515-2:2002 Flanşe şi îmbinarea lor. Prezoane şi piuliţe. Partea 2: Clasificarea materialelor pentru

prezoane şi piuliţe pentru flanşele de oţel, desemnate prin PN

SR EN 1515-4:2010 . Flanşe şi îmbinarea lor. Prezoane şi piuliţe. Partea 4: Selecţia prezoanelor şi piuliţelor

pentru echipamente sub incidenţa Directivei de Echipamente sub Presiune 97/23/CE

SR EN 1515-3:2006 . Flanşe şi îmbinarea lor. Prezoane şi piuliţe. Partea 3: Clasificarea materialelor pentru

prezoane şi piuliţe pentru flanşele de oţel, desemnate prin Clasă

SR EN ISO 1580:1998 Şuruburi cu cap cilindric mare crestat pentru metale. Grad A

SR EN 1662:2003/AC:2007 . Şuruburi cu cap hexagonal cu guler cilindro-tronconic. Serie redusă

SR EN 1662:2003 . Şuruburi cu cap hexagonal cu guler cilindro-tronconic. Serie redusă

SR EN 1665:2003 . Şuruburi cu cap hexagonal cu guler cilindro-tronconic. Serie grea

SR EN 1665:2003/AC:2007 . Şuruburi cu cap hexagonal cu guler cilindro-tronconic. Serie grea

STAS 1755-71 Şuruburi cu filet pentru lemn. Condiţii generale

SR EN ISO 2009:1998 Şuruburi cu cap înecat crestat pentru metale. Grad A

SR EN ISO 2010:1998 Şuruburi cu cap semiînecat crestat pentru metale. Grad A

STAS 2342:2004 . Ştifturi parţial filetate cu crestătură

STAS 2349-85 Şuruburi grosolane. Şuruburi cu cap mare înecat şi gât pătrat, pentru lemn. Dimensiuni

STAS 2350-92 Şuruburi pentru fundaţii. Clasa de execuţie C

STAS 2351-92 Şuruburi fără cap. Clasa de execuţie C

STAS 2568-85 Şuruburi grosolane. Şuruburi cu cap ciocan şi gât pătrat. Dimensiuni

STAS 2569-87 Şurub cu cap ciocan, cu nas. Clasa de execuţie C

SR EN ISO 2702:1997 Şuruburi de oţel pentru tablă, tratate termic. Caracteristici mecanice

SR EN ISO 3506-4:2010 . Caracteristici mecanice ale elementelor de asamblare de oţel inoxidabil rezistent la

coroziune. Partea 4: Şuruburi pentru tablă

STAS 3954-87 Şurub cu cap cilindric crestat. Clasa de execuţie B

STAS 3955-80 Şuruburi grosolane. Şurub cu şaibă şi piuliţă pentru curele. Dimensiuni

SR EN ISO 4014:2003 . Şuruburi cu cap hexagonal parţial filetate. Grade A şi B

SR EN ISO 4014:2003 Şuruburi cu cap hexagonal parţial filetate. Grade A şi B

SR EN ISO 4016:2002 . Şuruburi cu cap hexagonal parţial filetate. Grad C

SR EN ISO 4016:2002 Şuruburi cu cap hexagonal parţial filetate. Grad C

SR EN ISO 4017:2002 Şuruburi cu cap hexagonal complet filetate Grade A şi B

SR EN ISO 4017:2002 . Şuruburi cu cap hexagonal complet filetate Grade A şi B

SR EN ISO 4018:2002 Şuruburi cu cap hexagonal complet filetate. Grad C

SR EN ISO 4018:2002 . Şuruburi cu cap hexagonal complet filetate. Grad C

SR EN ISO 4026:2004 . Ştifturi filetate cu locaş hexagonal şi vârf plat

SR EN ISO 4027:2004 . Ştifturi filetate cu locaş hexagonal şi vârf tronconic

SR EN ISO 4028:2004 . Ştifturi filetate cu locaş hexagonal cu cep

SR EN ISO 4029:2004 . Ştifturi filetate cu locaş hexagonal şi con interior

SR EN ISO 4033:2002 Piuliţe hexagonale, stil 2. Grade A şi B

SR EN ISO 4033:2002 . Piuliţe hexagonale, stil 2. Grade A şi B

SR EN ISO 4035:2003 . Piuliţe hexagonale joase (teşite). Grad A şi B

SR EN ISO 4042:2003 . Elemente de asamblare. Acoperiri prin electrodepunere

STAS 4073-90 Piuliţe crenelate. Clasele de execuţie A şi B

STAS 4074-90 Piuliţe crenelate joase. Clasele de execuţie A şi B

STAS 4372-89 Piuliţă hexagonală înaltă. Clasele de execuţie A şi B

STAS 4374-90 Piuliţe înfundate. Clasa de execuţie A

STAS 4376-87 Şurub cu cap pătrat şi guler. Clasa de execuţie A

STAS 4461-87 Şurub cu cap pătrat şi cep. Clasa de execuţie A

STAS 4551-80 Prezoane. Dimensiuni

SR EN ISO 4753:2002 . Elemente de asamblare. Vârfuri ale elementelor cu filet exterior metric ISO

SR EN ISO 4757:2002 Locaşuri cruciforme pentru şuruburi

SR EN ISO 4759-1:2003 . Toleranţe pentru elemente de asamblare. Partea 1: Şuruburi parţial şi complet filetate,

ştifturi filetate şi piuliţe. Gradele A, B şi C

SR EN ISO 4762:2004 . Şuruburi cu cap cilindric şi locaş hexagonal

STAS 4812-80 Şurub cu cap cilindric, bombat, crestat şi găurit în cruce. Dimensiuni

STAS 4883-87 Şurub cu cap cilindric bombat, crestat. Clasa de execuţie B

STAS 4884-92 Şurub cu cap pătrat mic. Clasa de execuţie A

STAS 4923-87 Şurub cu cap pătrat, guler şi cep bombat. Clasa de execuţie A

STAS 4942-88 Şuruburi şi prezoane. Forme speciale de execuţie

STAS 5012-90 Piuliţe rotunde cu caneluri de execuţie A




16

STAS 5302-80 Şuruburi precise. Şuruburi cu cap striat. Dimensiuni

STAS 5303-80 Şuruburi precise. Şuruburi cu cap striat şi guler. Dimensiuni

STAS 5304-80 Şuruburi precise. Dop filetat cu cap hexagonal şi guler. Dimensiuni

STAS 5330-80 Piuliţe precise. Piuliţă rotundă cu găuri radiale. Dimensiuni

STAS 5331-80 Piuliţe precise. Piuliţă rotundă cu găuri frontale. Dimensiuni

STAS 5332-80 Piuliţe precise. Piuliţă rotundă cu crestătură. Dimensiuni

STAS 5383-87 Şurub cu cap cilindric mic, bombat, crestat. Clasa de execuţie B

STAS 5436-80 Piuliţe precise. Piuliţă striată. Dimensiuni

STAS 5437-80 Piuliţe precise. Piuliţă striată cu guler. Dimensiuni

SR 5451:1993 Şuruburi cu ochi. Gradele A, B şi C

STAS 5578-87 Şurub cu cap cilindric mare, bombat, crestat. Clasa de execuţie A

STAS 5606-80 Şuruburi precise. Dop filetat cu locaş hexagonal şi guler. Dimensiuni

STAS 5754/2-79 Bolţuri cu cap mic. Dimensiuni

STAS 5930-89 Şurub de păsuire cu cap hexagonal. Clasa de execuţie A

STAS 6403-88 Şurub cu cap hexagonal mic. Clasa de execuţie A

STAS 6404-88 Şurub cu cap hexagonal mic, filetat până sub cap. Clasa de execuţie A

STAS 6444-80 Şuruburi semiprecise. Şurub cu cap bombat şi gât pătrat, pentru metal. Dimensiuni

STAS 6564-84 Filete metrice ISO pentru organe de asamblare. Diametre şi paşi

STAS 6999-87 Şurub cu cap ciocan, cu nas, filetat până sub nas. Clasa de execuţie C

STAS 7000-87 Şurub cu cap ciocan şi gât pătrat, filetat până sub gât. Clasa de execuţie C

SR EN ISO 7045:1998 Şuruburi cu cap cilindric bombat mare cu locaş cruciform de tip H sau de tip Z, pentru

metale. Grad A

SR EN ISO 7046-1:1998 Şuruburi cu cap înecat cu locaş cruciform de tip H sau de tip Z, pentru metale. Grad A.

Partea 1: Oţel din clasa de calitate 4.8

SR EN ISO 7046-2:1998 Şuruburi cu cap înecat cu locaş cruciform, pentru metale. Grad A. Partea 2: Oţel din

clasa de calitate 8.8, oţel inoxidabil şi metale neferoase

SR EN ISO 7047:1998 Şuruburi cu cap semiînecat bombat cu locaş cruciform de tip H sau de tip Z, pentru

metale. Grad A

SR EN ISO 7049:2003 Şuruburi pentru tablă cu cap cilindric bombat şi locaş cruciform

SR EN ISO 7049:2003 Şuruburi pentru tablă cu cap cilindric bombat şi locaş cruciform

SR EN ISO 7050:2003 . Şuruburi pentru tablă cu cap înecat şi locaş cruciform

SR EN ISO 7051:2003 . Şuruburi pentru tablă cu cap semiînecat şi locaş cruciform

SR EN ISO 7380:2004 . Şuruburi cu cap cilindric bombat şi locaş hexagonal

STAS 7521-87 Şurub cu cap cilindric mic, crestat. Clasa de execuţie A

SR EN ISO 7721-2:2002 Şuruburi pentru metale cu cap înecat. Partea 2: Adâncimea de pătrundere a locaşurilor

cruciforme

STAS 7903-92 Piulite hexagonale cu suprafata de asezare sferica. Clasa de executie A

STAS 8164-84 Filete metrice ISO pentru organe de asamblare. Dimensiuni limită. Ajustaj 6H/6g

SR 8410:1995 Dispozitive de lucru. Bride L. Dimensiuni

STAS 8608-74 Piuliţe hexagonale pentru fixarea pieselor pe capete conice de arbore. Dimensiuni

SR EN ISO 8676:2001 . Şuruburi cu cap hexagonal complet filetate cu filet metric fin. Grade A şi B

SR EN ISO 8765:2002 . Şuruburi cu cap hexagonal parţial filetate, cu filet metric fin. Grade A şi B

STAS 8868-80 Şuruburi semiprecise. Şurub cu cap triunghiular. Dimensiuni

SR ISO 8991:1999 Sistem de notare a elementelor de asamblare

STAS 9045-87 Şuruburi cu cap hexagonal şi piuliţe hexagonale. Deschideri de chei

SR 9224:1993 Şuruburi cu cap cilindric mic, cu locaş hexagonal, cu ghidaj pentru cheie. Grad A

SR 9225:1993 Şuruburi cu cap cilindric mic cu locaş hexagonal. Grad A

STAS 9308-91 Piuliţă hexagonală pentru sudare. Clasa de execuţie A

STAS 9478-80 Piuliţe semiprecise. Piuliţă triunghiulară. Dimensiuni

STAS 9479-73 Gulere de protecţie pentru şuruburi cu cap triunghiular şi pentru piuliţe triunghiulare. Dimensiuni

STAS 9928-74 Pastilă pentru ştifturi filetate cu autoblocare. Dimensiuni

STAS 10061-75 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură şi vârf plat. Dimensiuni

STAS 10096-75 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură şi vârf tronconic. Dimensiuni

STAS 10420-76 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură, cu con interior. Dimensiuni

STAS 10421-76 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură, cu cap tronconic. Dimensiuni

STAS 10422-76 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură, cu cap cilindric. Dimensiuni

STAS 10423-80 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu locaş hexagonal. Dimensiuni

SR ISO 10509:1997 Şuruburi cu cap hexagonal şi guler cilindro-tronconic pentru tablă

SR EN ISO 10510:2003 . Şuruburi pentru tablă cu şaibă plată încorporată




17

STAS 10522-80 Piuliţă de siguranţă din tablă

SR EN ISO 10642:2004 . Şuruburi cu cap înecat şi locaş hexagonal

SR EN ISO 10664:2006 Locaş hexalobular pentru şuruburi

SR EN ISO 10666:2003 . Şuruburi autofiletante cu filet de şurub pentru tablă. Caracteristici mecanice şi

funcţionale

SR EN ISO 10683:2003 . Elemente de asamblare. Acoperire chimică cu pulbere de zinc

STAS 10819-80 Piuliţe semiprecise şi grosolane. Piuliţe hexagonale pentru sudare, folosite la tractoare.

Dimensiuni

STAS 10820-91 Piuliţă pătrată pentru sudare. Clasa de execuţie A

STAS 10821-80 Şuruburi precise. Şurub cu cap cilindric şi bosaj circular sub cap, pentru sudare. Dimensiuni

STAS 10838-88 Şuruburi cu autoblocare. Şurub cu cap hexagonal. Clasa de execuţie A

STAS 10852-80 Piuliţă monospiră

STAS 11028-89 Şurub cu cap hexagonal şi piuliţă hexagonală, pentru construcţii metalice

STAS 11161-80 Şuruburi semiprecise. Şuruburi autofiletante pentru metal. Dimensiuni

STAS 12645-88 Piuliţe pentru încastrare în materiale plastice

STAS 12646-88 Şuruburi cu filet pentru lemn. Şurub cu cap cilindric bombat şi locaş cruciform

STAS 12647-88 Şuruburi cu filet pentru lemn. Şurub cu cap înecat şi locaş cruciform

STAS 12648-88 Şuruburi cu filet pentru lemn. Şurub cu cap semiînecat şi locaş cruciform

SR EN ISO 13918:2008 . Sudare. Bolţuri şi inele ceramice pentru sudarea cu arc electric a bolţurilor

SR EN 14219:2003/AC:2007 . Şuruburi cu cap hexagonal cu guler şi cu filet metric fin. Serie mică

SR EN 14219:2003 . Şuruburi cu cap hexagonal cu guler şi cu filet metric fin. Serie mică


4: Sistem HV. Asamblări cu şurub cu cap hexagonal şi piuliţă



SR EN ISO 14579:2003 Şuruburi cu cap cilindric şi locaş hexalobular

SR EN ISO 14580:2003/AC:2006 . Şuruburi cu cap tronconic şi locaş hexalobular

SR EN ISO 14583:2003/AC:2006 . Şuruburi cu cap cilindric bombat şi locaş hexalobular

SR EN ISO 14583:2003 Şuruburi cu cap cilindric bombat şi locaş hexalobular

SR EN ISO 14584:2003 Şuruburi cu cap semiînecat bombat şi locaş hexalobular

SR EN ISO 14585:2003/AC:2006 . Şuruburi pentru tablă cu cap cilindric bombat şi locaş hexalobular

SR EN ISO 14585:2003 Şuruburi pentru tablă cu cap cilindric bombat şi locaş hexalobular

SR EN ISO 14586:2003 Şuruburi pentru tablă cu cap înecat şi locaş hexalobular

SR EN ISO 14587:2003 Şuruburi pentru tablă cu cap semiînecat bombat şi locaş hexalobular

SR EN 14831:2005 . Elemente de asamblare. Performanţă de strângere. Metodă de încercare simplificată

moment/unghi

SR EN 15048-1:2007 . Asamblări cu şuruburi nepretensionate pentru structuri metalice. Partea 1: Cerinţe

generale

SR EN 15048-1:2007 Asamblări cu şuruburi nepretensionate pentru structuri metalice. Partea 1: Cerinţe

generale

SR EN ISO 15065:2005 . Frezările pentru şuruburile cu cap înecat cu dimensiunile capului conform ISO 7721

SR EN ISO 15330:2002 . Elemente de asamblare. Determinarea fragilităţii la hidrogen prin încercarea de

pretensionare. Metoda plăcilor paralele

SR EN ISO 15481:2003 . Şuruburi autofiletante cu cap cilindric bombat şi locaş cruciform, cu filet de şurub

pentru tablă

SR EN ISO 15482:2003 . Şuruburi autofiletante cu cap înecat şi locaş cruciform, cu filet de şurub pentru tablă

SR EN ISO 15483:2003 . Şuruburi autofiletante cu cap semiînecat şi locaş cruciform, cu filet de şurub pentru

tablă

SR EN 20898-7:1997 Caracteristici mecanice ale elementelor de asamblare. Partea 7: Încercarea la torsiune şi

momente minime de rupere ale şuruburilor cu diametrul nominal al filetului de la 1 mm până la 10 mm

SR EN ISO 23429:2004 . Verificarea cu calibru a locaşurilor hexagonale

SR EN 24015:2003 Şuruburi cu cap hexagonal parţial filetate. Grad B. Tija redusă (diametrul tijei = cu

diametrul mediu al filetului)

SR EN 24766:2003 . Ştifturi filetate cu crestătură şi cu vârf plat

SR EN 26157-1:1999 Elemente de asamblare. Defecte de suprafaţă. Partea 1: Şuruburi parţial filetate, şuruburi

complet filetate şi prezoane de uz general

SR EN 26157-3:2000 Elemente de asamblare. Defecte de suprafaţă. Partea 3: Şuruburi parţial filetate, şuruburi

complet filetate şi prezoane pentru utilizări speciale

SR EN 27434:1999 Ştifturi filetate, crestate, cu vârf conic teşit




18

SR EN 27436:1999 Ştifturi filetate, crestate, cu con interior

SR EN 27721:2002 . Şuruburi cu cap înecat. Dimensiunile capului şi verificarea cu calibru

SR EN 28839:1999 Caracteristici mecanice ale elementelor de asamblare. Şuruburi parţial filetate, şuruburi

complet filetate, prezoane şi piuliţe de metale neferoase

STAS 796-89 Nituri. Conditii tehnice generale de calitate

STAS 797-80 Nituri de otel. Nit cu cap semirotund. Dimensiuni

STAS 801-80 Nituri din oţel. Nit cu cap tronconic. Dimensiuni

STAS 802-80 Nituri de oţel. Nit cu cap semirotund. Dimensiuni

SR EN ISO 898-6:2002 Caracteristici mecanice ale elementelor de asamblare. Partea 6: Piuliţe cu sarcini de

probă indicate. Filete cu pas fin

STAS 926-90 Piuliţe pătrate. Clasa de execuţie C

STAS 1257-80 Nituri de oţel. Nit cu cap semiînecat mic. Dimensiuni

SR 1387:1993 Piuliţe pentru canale T. Grad A

SR EN 1515-4:2010 . Flanşe şi îmbinarea lor. Prezoane şi piuliţe. Partea 4: Selecţia prezoanelor şi piuliţelor

pentru echipamente sub incidenţa Directivei de Echipamente sub Presiune 97/23/CE

SR EN 1515-1:2002 . Flanşe şi îmbinarea lor. Prezoane şi piuliţe. Partea 1: Alegerea prezoanelor şi piuliţelor

SR EN 1661:2001/AC:2001 . Piuliţe hexagonale cu guler

SR EN 1661:2001 . Piuliţe hexagonale cu guler

SR EN 1663:2003 . Piuliţe hexagonale cu guler cu autoblocare (cu inel nemetalic)

SR EN 1664:2001 . Piuliţe hexagonale cu guler, cu autoblocare, de metal

SR EN 1666:2003 . Piuliţe hexagonale cu guler cu autoblocare (cu inel nemetalic) cu filet metric cu pas fin

SR EN 1667:2003 . Piuliţe hexagonale cu guler cu autoblocare, din metal, cu filet metric cu pas fin

STAS 1987-80 Nituri de oţel. Nit cu cap bombat. Dimensiuni

STAS 2082-80 Nituri din metale şi aliaje neferoase. Nit cu cap înecat mare. Dimensiuni

SR EN ISO 2320:2009 . Piuliţe cu autoblocare, din oţel. Caracteristici mecanice şi de performanţă

SR EN ISO 2320:2009 Piuliţe cu autoblocare, din oţel. Caracteristici mecanice şi de performanţă

STAS 3165-80 Nituri de oţel. Nit cu cap înecat. Dimensiuni

SR EN ISO 3506-2:2010 . Caracteristici mecanice ale elementelor de asamblare de oţel inoxidabil rezistent la

coroziune. Partea 2: Piuliţe

SR 3923:1993 Piuliţe fluture. Gradele B şi C

SR EN ISO 4032:2002 Piuliţe hexagonale, stil 1. Grade A şi B

SR EN ISO 4032:2002 . Piuliţe hexagonale, stil 1. Grade A şi B

SR EN ISO 4034:2002 Piuliţe hexagonale. Grad C

SR EN ISO 4034:2002 . Piuliţe hexagonale. Grad C

SR EN ISO 4036:2002 . Piuliţe hexagonale joase (fără teşitură). Grad B

STAS 4372-89 Piuliţă hexagonală înaltă. Clasele de execuţie A şi B

STAS 4073-90 Piuliţe crenelate. Clasele de execuţie A şi B

STAS 4074-90 Piuliţe crenelate joase. Clasele de execuţie A şi B

SR EN ISO 4759-1:2003 . Toleranţe pentru elemente de asamblare. Partea 1: Şuruburi parţial şi complet filetate,

ştifturi filetate şi piuliţe. Gradele A, B şi C

STAS 5012-90 Piuliţe rotunde cu caneluri de execuţie A

STAS 5330-80 Piuliţe precise. Piuliţă rotundă cu găuri radiale. Dimensiuni

STAS 5331-80 Piuliţe precise. Piuliţă rotundă cu găuri frontale. Dimensiuni

STAS 5332-80 Piuliţe precise. Piuliţă rotundă cu crestătură. Dimensiuni

STAS 5436-80 Piuliţe precise. Piuliţă striată. Dimensiuni

STAS 5437-80 Piuliţe precise. Piuliţă striată cu guler. Dimensiuni

SR EN ISO 6157-2:2004 . Elemente de asamblare. Defecte de suprafaţă. Partea 2: Piuliţe

SR EN ISO 6157-2:2004/C91:2006 Elemente de asamblare. Defecte de suprafaţă. Partea 2: Piuliţe

detalii

SR EN ISO 7040:2003 Piuliţe hexagonale cu autoblocare (cu inel nemetalic), stil 1. Clase de calitate 5, 8 şi 10

SR EN ISO 7040:2003 . Piuliţe hexagonale cu autoblocare (cu inel nemetalic), stil 1. Clase de calitate 5, 8 şi 10

SR EN ISO 7042:2002 Piuliţe hexagonale cu autoblocare, din metal, stil 2. Clase de calitate 5, 8, 10 şi 12

SR EN ISO 7048:2002 . Şuruburi cu cap cilindric şi locaş cruciform

SR EN ISO 7719:2003 . Piuliţe hexagonale cu autoblocare, din metal, stil 1. Clase de calitate 5, 8 şi 10

STAS 7903-92 Piulite hexagonale cu suprafata de asezare sferica. Clasa de executie A

SR 8411:1995 Dispozitive de lucru. Bride cu picior. Dimensiuni

SR 8413:1995 Dispozitive de lucru. Bride mobile. Dimensiuni

SR 8414:1995 Dispozitive de lucru. Bride cu coturi. Dimensiuni

SR 8416:1995 Dispozitive de lucru. Bride U. Dimensiuni




19

STAS 8496-80 Nituri tubulare. Dimensiuni

STAS 8608-74 Piuliţe hexagonale pentru fixarea pieselor pe capete conice de arbore. Dimensiuni

SR EN ISO 8673:2002 . Piuliţe hexagonale, stil 1, cu filet metric fin. Grade A şi B

SR EN ISO 8674:2002 . Piuliţe hexagonale, stil 2, cu filet metric fin. Grade A şi B

SR EN ISO 8675:2001 . Piuliţe hexagonale joase cu filet metric fin. Grade A şi B

STAS 8734-80 Nituri din aliaje Cu-Zn găurite. Dimensiuni

SR 8883:1995 Dispozitive de lucru. Cep de sprijin reglabil. Dimensiuni

STAS 9229-80 Nituri din metale şi aliaje neferoase. Nituri cu cap bombat. Dimensiuni

STAS 9230-80 Nituri din metale şi aliaje neferoase. Nit cu cap semiînecat. Dimensiuni

STAS 9231-80 Nituri din metale şi aliaje neferoase. Nit cu cap înecat. Dimensiuni

STAS 9232-80 Nituri din metale şi aliaje neferoase. Nit cu cap cilindric. Dimensiuni

STAS 9308-91 Piuliţă hexagonală pentru sudare. Clasa de execuţie A

SR EN ISO 10484:2004 . Încercarea de lărgire pe dorn a piuliţelor

SR EN ISO 10485:2004 Încercarea la sarcină de probă pe con a piuliţelor

SR ISO 10485:1993/A99:2004 (Standard Anulat) Încercarea la sarcină de probă pe con a piuliţelor

SR EN ISO 10511:2003 Piuliţe hexagonale joase cu autoblocare (cu inel nemetalic)

SR EN ISO 10511:2003 . Piuliţe hexagonale joase cu autoblocare (cu inel nemetalic)

SR EN ISO 10512:2002 Piuliţe hexagonale cu autoblocare (cu inel nemetalic ), stil 1, cu filet metric cu pas fin.

Clase de calitate 6, 8 şi 10

SR EN ISO 10512:2002 . Piuliţe hexagonale cu autoblocare (cu inel nemetalic ), stil 1, cu filet metric cu pas fin.

SR EN ISO 10513:2001 Piuliţe hexagonale cu autoblocare, din metal, stil 2, cu filet metric cu pas fin. Clase de

calitate 8, 10 şi 12

SR EN ISO 10513:2001 . Piuliţe hexagonale cu autoblocare, din metal, stil 2, cu filet metric cu pas fin. Clase de

calitate 8, 10 şi 12

STAS 10522-80 Piuliţă de siguranţă din tablă

STAS 10819-80 Piuliţe semiprecise şi grosolane. Piuliţe hexagonale pentru sudare, folosite la tractoare.

Dimensiuni

STAS 10820-91 Piuliţă pătrată pentru sudare. Clasa de execuţie A

STAS 10852-80 Piuliţă monospiră

STAS 12645-88 Piuliţe pentru încastrare în materiale plastice

SR EN 14218:2003 . Piuliţe hexagonale cu guler. Filet metric fin









SR EN 14831:2005 . Elemente de asamblare. Performanţă de strângere. Metodă de încercare simplificată

moment/unghi

SR EN 20898-2:1997 Caracteristici mecanice ale elementelor de asamblare. Partea 2: Piuliţe cu sarcini de

probă indicate. Filete cu pas normal

SR EN ISO 21670:2004 . Piuliţe hexagonale pentru sudare, cu guler

SR EN 28839:1999 Caracteristici mecanice ale elementelor de asamblare. Şuruburi parţial filetate, şuruburi

complet filetate, prezoane şi piuliţe de metale neferoase

SR EN ISO 887:2003 . Şaibe plate pentru şuruburi şi piuliţe cu filet metric de uz general. Plan general

SR EN ISO 887:2003/AC:2006 . Şaibe plate pentru şuruburi şi piuliţe cu filet metric de uz general. Plan general

STAS 1450/5-89 Organe de asamblare filetate. Şaibe şi şplinturi. Nomenclator

STAS 2241/2-80 Şaibe de siguranţă. Dimensiuni

STAS 2241/1-82 Şaibe de siguranţă. Condiţii tehnice generale de calitate

STAS 2242-80 Şaibe pentru profile U şi I. Dimensiuni

SR EN ISO 4759-3:2003 . Toleranţe pentru elemente de asamblare. Partea 3: Şaibe plate pentru şuruburi parţial şi

complet filetate şi piuliţe. Grade A şi C

SR EN ISO 7089:2002 . Şaibe plate. Serie normală. Grad A

SR EN ISO 7089:2002 Şaibe plate. Serie normală. Grad A

SR EN ISO 7090:2002 Şaibe plate, teşite. Serie normală. Grad A

SR EN ISO 7090:2002 . Şaibe plate, teşite. Serie normală. Grad A

SR EN ISO 7091:2003 . Şaibe plate. Serie normală. Grad C




20

SR EN ISO 7092:2002 . Şaibe plate. Serie redusă. Grad A

SR EN ISO 7093-2:2002 . Şaibe plate. Serie mare. Partea 2: Grad C

SR EN ISO 7093-1:2003 . Şaibe plate. Partea 1: Serie mare. Grad A

SR EN ISO 7094:2001 . Şaibe plate. Serie de dimensiuni foarte mari. Grad C

SR EN ISO 7094:2001/AC:2003 . Şaibe plate. Serie de dimensiuni foarte mari. Grad C

STAS 7565-80 Şaibe plate pentru lemn. Dimensiuni

SR 7666-5:1994 Şaibe elastice. Şaibe conice

SR 7666-1:1994 Şaibe elastice. Condiţii tehnice generale de calitate

SR 7666-2:1994 Şaibe elastice. Şaibe Grower

SR 7666-4:1994 Şaibe elastice. Şaibe profilate

SR 7666-5:1994 Şaibe elastice. Şaibe conice

STAS 8436-88 Inele de siguranţă din sârma pentru arbori şi alezaje şi canalele pentru ele

SR 8461:1995 Dispozitive de lucru. Şaibe. Dimensiuni

SR 8771:1995 Dispozitive de lucru. Picior cu cep filetat. Dimensiuni

SR 8782:1995 Dispozitive de lucru. Şaibă detaşabilă plată. Dimensiuni

STAS 9729/4-80 Şaibe plate pentru asamblări cu şuruburi şi ştifturi elastice. Seria grea. Dimensiuni

STAS 9893-74 Şaibe de siguranţă pentru asamblarea cu piuliţă a pieselor de capete de arbori conice. Dimensiuni

STAS 10061-75 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură şi vârf plat. Dimensiuni

STAS 10096-75 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură şi vârf tronconic. Dimensiuni

STAS 10420-76 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură, cu con interior. Dimensiuni

STAS 10421-76 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură, cu cap tronconic. Dimensiuni

STAS 10422-76 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu crestătură, cu cap cilindric. Dimensiuni

STAS 10423-80 Ştifturi cu autoblocare. Ştift filetat cu locaş hexagonal. Dimensiuni

STAS 10481-78 Şaibe elastice cu dinţi. Condiţii tehnice de calitate

SR EN ISO 10644:2009 . Şuruburi cu şaibă plată încorporată din oţel. Clasa de duritate a şaibei 200 HV şi 300

HV

SR EN ISO 10673:2009 . Şaibe plate pentru şuruburi cu şaibă plată încorporată. Seriile redusă, normală şi grea.

Grad A

STAS 11012-78 Şaibe elastice cu crestături

STAS 12929-91 Şaibe conice


6: Şaibe plate teşite

SR EN 14399-6:2005/AC:2006 Asamblări de înaltă rezistenţă cu şuruburi pretensionate pentru structuri

metalice. Partea 6: Şaibe plate teşite


6: Şaibe plate teşite

SR EN 14399-6:2005/AC:2006 . Asamblări de înaltă rezistenţă cu şuruburi pretensionate pentru structuri

metalice. Partea 6: Şaibe plate teşite


5: Şaibe plate

SR EN 14399-5:2005/AC:2006 . Asamblări de înaltă rezistenţă cu şuruburi pretensionate pentru structuri

metalice. Partea 5: Şaibe plate


5: Şaibe plate

SR EN 14399-5:2005/AC:2006 Asamblări de înaltă rezistenţă cu şuruburi pretensionate pentru structuri

metalice. Partea 5: Şaibe plate

SR EN 28738:2003 . Şaibe plate pentru bolţuri. Grad A

De reţinut: 1) Definiţii: standard, standard naţional, standard internaţional, standard european;

2) Definiţii: marcă de conformitate, standard obligatoriu, reglementare, reglementare

tehnică;

3) Definiţii: trasabilitate, domeniu reglementat, domeniu nereglementat;

4) Exemple de standarde folosite în proiectare;




21

INTRODUCEREA MATERIALELOR NOI ÎN CONSTRUCŢIA

ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU AGRICULTURĂ ŞI INDUSTRIA

ALIMENTARĂ

În domeniul proiectării de echipamente agricole şi utilaje ale industriei alimentare, prin

materiale noi înţelegem materialele compozite şi nanomaterialele.

Conform [2], materialele compozite sunt combinaţii între două sau mai multe materiale

diferite din punct de vedere chimic, unite între ele printr-o interfaţă. După [3], materialele

compozite sunt materiale care reunesc într-un singur produs unele elemente care, de obicei nu se

asociază în mod natural. După [2], [3], unul dintre materiale se numeşte matrice şi este definit ca

formând faza continuă. Celelalte elemente poartă numele de armături (ranforsări) şi se adaugă

matricei în scopul îmbunătăţirii sau modificării proprietăţilor acesteia. Armătura reprezintă faza

discontinuă, distribuită uniform în întregul volum al matricei. Fibrele sunt elementul ce conferă

compozitului rezistenţă la solicitări. Efortul pe care îl pot prelua fibrele este mult superior celui pe

care îl poate prelua matricea, iar alungirea fibrelor este mult mai mică decât alungirea materialului

matricii, în stare pură. Totuşi, atât timp cât materialul compozit nu este distrus, se comportă ca un

ansamblu unitar, conform curbei efort-alungire pentru compozit.

Principalele categorii de materiale compozite sunt: compozite cu matrice polimerică,

compozite cu matrice metalică, compozite cu matrice ceramică, compozite „carbon-carbon”. Alte

precizări importante în legătură cu materialele compozite se pot găsi în literatura de specialitate.

Esenţial pentru structuralisti este că în faza de modelare fizică trebuie să ţină seama de faptul că

aceste materiale nu sunt, în general izotrope, adică nu au aceleaşi proprietăţi fizice pe orice direcţie.

Pentru a modela aceste materiale, programele de analiză structurală au elemente finite speciale cu

anizotropii în distribuţia proprietăţilor fizice. După cum se va vedea la tema special dedicată,

comportamentul materialelor compozite se poate simula şi în structura micro.

În domeniul maşinilor agricole, materialele compozite au pătruns în fabricaţia recipientelor

folosite la administrarea îngrăşămintelor lichide sau la transportul lichidelor (materiale armate cu

fibră de stică), precum şi la fabricare unor elemente simple cum sunt bucşele, încã inainte de anul

1980.

Nanomaterialele sunt produse ale nanotehnologiilor. În [4] se arată că dicţionarul Webster

defineşte cuvântul „nanotehnologie” ca fiind arta manipulării unor dispozitive minuscule, de

dimensiuni moleculare. Nanotehnologiile au pătruns în foarte multe domenii, produsele lor

penetrând o gamă largă de bunuri, cum sunt nanocompozitele, nanostructurile carbonice,

nanodispozitive, etc. Nanocompozitele sunt materiale compozite cu duritate mare sau transparente.

Prin urmare se pot introduce în modelele structurale ca orice material compozit, cu condiţia să

cunoaştem proprietăţile fizice ale acestora cerute de programul de analiză structurală folosit.

Proprietăţile mecanice ale nanomaterialelor (pentru ca aceste proprietăţi interesează structuraliştii în

primul rând) sunt, datorită anizotropiei structurale, modulul de elasticitate foarte mare în planul

hexagonal, ca la grafit (E= 1 Tpa) şi mult mai mic în afara planului hexagonal (4109 Pa). Nanotubul




22

de carbon beneficiază de rezistenţa mecanică a grafenei pe care o creşte aşa încât modulul de

elasticitate devine superior valorii de 1 Tpa, după cum s-a stabilit experimental. Această rezistenţă

mare la deformare se adaugă unei mari flexibilităţi. Experimentele au arătat că nanotubul se

curbează în unghi mare sau se răsuceşte cu mare uşurinţă în jurul propriei axe. Nanotuburile devin

interesante prin următoarele două caracteristici: au rezilienţă apreciată (prin simulare) ca fiind de

200 de ori mai mare decât a oţelului la o masă specifică de 6 ori mai mică (la secţiune echivalentă),

practic neputând fi testată experimental, şi o duritate a unor nanotuburi, mai mare decât a

diamantului. Deocamdată aplicaţii în structurile mecanice ale echipamentelor agricole şi utilajelor

industriei alimentare curente, nu cunoaştem. Având în vedere calităţile enumerate, perspectiva

optimizării unor structuri mecanice folosind nanotuburi, există. Nanotuburile de carbon sunt forme

alotrope ale carbonului cu nanostructurã cilindricã. Aceste nanotuburi au fost construite având un

raport lungime/diametru mai mare decât 132000000/1, semnificativ mai mari decât pentru orice alt

material. Aceste nanotuburi (molecule de carbon cilindrice) au proprietãţi ce le fac potenţial

utilizabile în nanotehnologie, electronicã şi opticã, precum şi în alte domenii ale ştiinţei

materialelor. Conform dicţionarului textil, [5], nanofibra descoperită în 1991, este de 100 de ori mai

rezistentă şi de 6 ori mai uşoară decât oţelul, fiind realizată din mai multe milioane de atomi de

carbon. Cercetătorii au pus la punct o tehnică de realizare de filamente şi de panglici (mănunchiuri)

care deschid calea de obţinere de textile ultrarezistente.

Introducerea în construcţia de maşini a materialelor compozite şi a nanomaterialelor

constituie una din direcţiile moderne care conduce la obţinerea unor performante înalte ca fiabilitate

şi raport preţ – calitate la produsele industriale. Prin introducerea acestor materiale noi se mareşte

rezistenţa pe direcţiile principale de solicitare, se micşoreazã greutatea produselor, de asemenea se

obţin parametri mai înalţi în exploatare (scãderi de consum, aerodinamica mai bunã, etc.). De

asemenea creşte şi libertatea de concepţie în ceea ce priveşte formele elementelor proiectate şi

acestea au un cost de întretinere scãzut, o rezistenţã mare la acţiunea agenţilor meteorologici şi

chimici.

În productia de maşini şi echipamente agricole şi din industria alimentarã, astfel de materiale

sunt folosite înca destul de puţin. Un exemplu mai vechi sunt recipienţii unor remorci – cisterna,

maşini de stropit sau întregi aripi sau apãrãtori, care se faceau începand cu peste 20 de ani în urmã

din compoziti pe bazã de fibre de sticlã. Un alt exemplu sunt materialele pentru prelatele unor

remorci agricole. Materiale compozite se folosesc şi în realizarea ambalajelor, cercetãri recente

intrducând ca material component în compozite şi amidonul. Lamele turbinelor de vânt (eliciile)

sunt de multe ori fabricate din materiale compozite, [6]. Firma John Deer a anunţat folosirea unor

panouri la combinele sale, fabricate pâna acum din polimeri pe baza de petrol, a unor polimeri

extraşi din soia. De asemenea firma este implicatã în studii privind introducerea acestui tip de

polimeri în compozitele armate cu fibre de sticlã.

2.1 Materiale ceramice

Conform [7], cercetãrile privind utilizarea de materiale ceramice cu duratã de utilizare

ridicată pentru fabricarea echipamentelor agricole au realizat un deosebit progres în Marea Britanie.

Vanzãrile de semãnãtori de precizie echipate cu brãzdare cu vârfuri din aluminã au fost un succes.

Cercetãrile privind materialele ceramice au înregistrat creşteri pe măsură ce un număr tot

mai mare de industrii, de la industria mineritului la cea aeronautică au gasit noi modalităţi de a

utiliza acest tip de materiale. În industria echipamentelor agricole s-au înregistrat pâana acum puţine

progrese în trecerea de la oţel şi fonta la componentele ceramice mai puţin expuse uzurii din cauza

solului.

Activitatea de cercetare a început acum 10 ani în Marea Britanie, la Institutul National de

inginerie agricolă (NIAE), ca parte a unui proiect pentru a găsi materiale cu rezistenţa la uzura mai

mare decât a oţelului şi a fontei. În cadrul programului de cercetare s-a ales alumina sau oxidul de




23

aluminiu - care nu este cel mai dur material disponibil, dar care oferă cea mai bună combinaţie între

rezistenţa la uzură şi preţ.

Alumina prezintă o rezistenţă la abraziunea solului de trei-patru ori mai mare decât a

oţelurilor utilizate în mod obişnuit. Este unul dintre puţinele materiale care, la fel ca diamantul,

zgârie sticla, şi este de 40 la 50 % mai dur decât diferite forme de siliciu, care sunt materialele cele

mai abrazive în multe soluri.

NIAE a efectuat teste pe 8 soluri diferite şi rezultatele obţinute au confirmat că materialele

ceramice rezistă de 4.5 până la 8.9 ori mai mult decât vârfurile de oţel standard. Preţul pentru

vârfurile ceramice este de aproximativ 2.5 ori mai mare decât preţul vârfurilor din oţel.

2.2 Brazdare plug durificate cu sormait

Sormaitul este un aliaj dur al fierului, cu adaosuri de nichel, siliciu şi mangan, fiind un

material de încărcare a pieselor de maşini supuse la uzură mare.

Procesul tehnologic de durificare a noului organ activ cu materiale

electrochimice compoziţionale conţine depunerea din soluţii apoase

a fierului aliat, care prinde ori acoperă la catod diverse materiale

disperse: oxizi, carburi, boruri, sulfuri şi inclusiv polimeri, metale

etc. Organul activ de lucrat solul se deosebeşte de cel tradiţional

prin urmatoarele:

- suprafaţa de lucru din faţă (1-fig.1) este durificată cu compozitie

electrochimica (2-fig. 1) în baza fierului aliat cu 15% de nichel şi /

sau cobalt şi cu particule disperse grosiere de tipul oxizilor,

nitrurilor, borurilor şi carburilor;

- lama are forma unui ferestrău (3-fig. 1) datorita proeminenţelor (4-

fig. 1) şi adânciturilor (5-fig. 1) de pe suprafaţa de lucru din spate

(6-fig. 1);

- proeminenţele şi adânciturile pot fi formate de o suprafaţă

ondulară, a cărei generatoare este paralelă cu direcţia mişcarii

organului activ.

Avantajele folosirii acestor materiale sunt:

-Majorarea de 2 - 3 ori a rezistenţei noului organ de lucrat solul la

uzură, în comparaţie cu organele durificate prin încãrcarea cu

sudura Sormait 1 (fig. 1);

-Reducerea cu 10 - 15% a fortei de tracţiune a organelor, fapt ce permite sporirea productivităţii

tehnologiilor de prelucrat solul şi reducerea corespunzătoare a consumului de carburanţi;

-Procesul de durificare a compoziţiei electrochimice este asigurat cu procedee, metode şi

dispozitive de fabricare, estimare şi încercare a materialului (1674 MD; 2530 MD, 2914 MD, 2778

MD, Nr. dep. a 2004 0218, Nr. dep. a 2004 0220, Nr. dep. a 2004 0219);

-Producţia compoziţiei electrochimice este fără reziduuri şi poate fi realizată cu electroliţi puţin

agresivi şi în cicluri închise.

Soluţia constructivă este disponibila deja pe piaţă. Un set de brăzdare de plug, durificate cu

compozitie electrochimică, au fost testate în pereche cu brăzdarele durificate prin încarcare cu

sudura Sormait 1, pe câmpurile Republicii Moldova, Ucrainei (Regiunea Odesa) şi Federaţiei Ruse.

Fig. 1 Brăzdar din sormait.




24

2.3 Alegerea materialelor utilizate în construcţia organelor de lucrat solul

Materialele utilizate la fabricarea acestor organe trebuie alese de aşa manieră încât să posede

proprietăţi mecanice şi de altă natură care să conducă la o durabilitate maximă a acestora în

exploatare.

Rezistenţa mecanică este primul criteriu de care trebuie să se ţină seama la fabricarea

organelor de lucrat solul, ca de altfel a oricăror organe de maşini.

În afara rezistenţei mecanice la alegerea materialelor mai interesează şi alte proprietăţi

precum: călibilitate, tenacitate, rezistenţă la uzură, proprietăţi tehnologice (prelucrabilitate prin

aşchiere, forjabilitate, turnabilitate).

Proprietăţile de mai sus sunt de cele mai multe ori greu de realizat la acelaşi material fiindcă

unele proprietăţi le exclud pe altele; de exemplu, o rezistenţă la rupere ridicată se realizează adesea

în dauna tenacităţii etc.

Aspectul economic nu este deloc de neglijat la alegerea materialului; din acest punct de

vedere trebuie să se îmbine aspectele tehnice legate de funcţionabilitatea organului de lucru cu

aspectele economice, privind preţul de cost al materialului, al operaţiilor de obţinere a organului de

lucru, precum şi de posibilităţile de recondiţionare şi recuperare.

Oţelul este materialul folosit cel mai frecvent în fabricarea diverselor organe ale utilajelor

agricole de lucrat solul.

Dintre tendinţele în proiectarea şi construcţia sculelor de prelucrat solul în scopul măririi

durabilităţii în funcţionare, se disting: modificarea şi diversificarea constructivă a sculelor de

prelucrat solul cu respectarea condiţiilor de calitate a lucrărilor agricole, ataşarea de elemente

suplimentare şi utilizarea acoperirilor cu materiale dure.

Mărirea durabilităţii pieselor se realizează prin deformare plastică, tratamente termice:

călirea, revenirea, recoacerea, prin tratamente termochimice: cementarea, nitrurarea, cianurarea, prin

încărcare cu aliaje dure: sudură, curent de înaltă frecvenţă (CIF), jet de plasmă, metalizare,

procedee galvanice (cromarea, oţelirea, nichelarea), prin depunere sau pulverizare de materiale

polimerice.

2.4 Materiale şi tehnologii folosite pe plan internaţional pentru construcţia brăzdarelor

În Cehia, Slovacia şi în Germania se folosesc brăzdare cu grosime variabilă la care

îngroşarea materialului este uniformă pe o zonă de-a lungul tăişului. Acest aspect este important

pentru analiza structurală, în primul rând pentru modelarea geometrică, aceea care trebuie să

modeleze corpul. O suprafaţă cu grosime variabilă, pentru apropiere de realitate este mai bine să

fie modelată 3-dimensional. Totuşi, un model 2-dimensional este mai simplu, dar în acest caz

trebuie delimitate portiuni cu grosimi diferite dar constante, ceea ce conduce la dicontinuităţi în

grosime şi conduce la aşteptărea apariţiei unor dicontinuităţi în câmpurile mărimilor de stare

(deplasarea relativă, deformaţia specifică şi tensiunea). Sunt posibile astfel şi concentrări de

tensiuni care, în realitate nu există.

Brăzdare cu acest profil din material similar oţelului OLC 55 au fost importate din Cehia şi

folosite în locul brăzdarelor din profil periodic, fiabilitatea lor fiind similară. În schimb masa

brăzdarului a crescut cu circa 26% ceea ce conduce la un consum mai mare de material la nivelul

întregii economii.

Firma John Deere (SUA) fabrică pluguri cu brăzdare având grosime variabilă asemănătoare

celor din profil periodic folosite în România. Brăzdarele sunt executate din oţel similar mărcilor

OSC 10 şi sunt obţinute prin matriţare individuală fiind apoi călite şi revenite, rezultând o duritate

de 43 - 50 HRC. Tratamentele se iau implicit în considerare cănd se face modelarea matematică a

structurii, prin introducerea caracteristicilor de material corespunzătoare. Totuşi dacă tratamentul

este superficial (de suprafaţă) efectele în analiza structurală sunt greu de simulat pentru că stratul




25

tratat, având caracteristici diferite de restul materialului, este foarte subţire în compraţie cu

grosimea plăcii care modelează brăzdarul şi dificil de introdus, putând conduce la unele erori în

calcul.

Firma RABE-WERK fabrică brăzdare matriţate bucată cu bucată din oţel de scule, călite pe

o zonă de circa 35 mm de-a lungul tăişului şi pe o zonă mai lată (cca. 80 mm) la vârful brăzdarului.

În paralel firma RABE-WERK fabrică şi brăzdare cu tăiş şi vârf executate din oţeluri rezistente la

uzare ataşate prin sudură la un brăzdar de bază. Aceeaşi firmă utilizează în construcţia brăzdarelor

materialul Rabid, un oţel aliat cu wolfram şi crom care îi conferă rezistenţă la uzură. Depunerea

acestui material se face prin imersiune la 14000C iar călirea se face ulterior, pentru a evita efectele

negative ale operaţiei de depunere a stratului dur asupra calităţii metalului de bază.

Firma FRANK fabrică brăzdare matriţate cu vârf îngroşat din oţel aliat cu bor, tratat termic

pentru o duritate minimă corespunzătoare la o rezistenţă la rupere de cca. 160 daN/mm2 (aprox. 50

HRC).

Firma AGRICARB fabrică brăzdare din oţel tratat cu tăişul şi vârful sudate din oţel placat

cu carbură de wolfram.

Firma KVERNELAND publică doar rezultatele testării privind uzura materialelor folosite în

construcţia brăzdarelor şi a cormanelor la Universitatea ULTUNA din UPSLA, care apreciază, în

medie, o rezistenţă la uzare cu 20% mai ridicată faţa de materialele obişnuite.

Firma KUHN-HUARD simbolizează oţelul omologat pentru construcţia vârfului brăzdarului

Marathon şi pentru construcţia cormanei Triplex.

În Ungaria se practică încărcarea brăzdarelor pe partea posterioară în zona tăişului şi

vârfului cu electrozi cu mangan (EF Mn 14), urmată de călire în următoarele secvenţe:

-încărcarea părţii din spate a brăzdarului după o încălzire prealabilă a acestuia la 800-9000C pentru

încărcarea unui brăzdar fiind necesare trei încălziri;

-forjarea părţii încărcate la temperatura de 1000 - 11000C;

-călirea normală a brăzdarului.

2.5 Materiale şi tehnologii folosite în România pentru construcţia sculelor de lucrat solul

Brăzdarele fabricate la noi în ţară sunt confecţionate din tablă groasă STAS 437-73,OLC 60.

Brăzdarele cu grosime variabilă, având secţiunea îngroşată la partea anterioară, se execută din OLC

55 STAS 880-66, laminat cu profil periodic.

Brăzdarele se tratează termic prin călire şi revenire, duritatea în zona tratată termic să fie de

440-653 HB iar în zona netratată termic de 302+5 HB.

Cormanele plugurilor se confecţionează din următoarele materiale:

-tablă specială triplex, la care oţelul straturilor exterioare are următoarea compoziţie chimică;0,4-

0,48 %C, max 0,35 % Si, L-l,2 % Mn, S şi P max.0,07;

-tablă de oţel siliciu-crom-vanadiu, cu următoarea compoziţie chimică: 0,35 %C; 1,5-1,8 %Si; 0,7-

0,9 %Mn; 0,4-0,5 % Cr; 0,15-0,25 %V, S şi P max.0,07 %;

-tablă din OLC-10 sau OLC 16 (conform indicaţiei STAS 1600/1-79).

Cormanele se tratează termic prin călire şi revenire, structura obţinută fiind formată din

martensită fin aciculară, în fază de descompunere. Duritatea după tratament a cormanelor din tablă

triplex trebuie să fie de 550 + 50 HB, iar a celor executate din oţel Si-Cr, V, de 500 + 50 HB. Pentru

cormanele executate din OLC-10,OLC 16, duritatea trebuie să fie de 550 + 50 HB iar grosimea

stratului de cementare va fi de l,2-l,8 mm. În urma cementării prezenţa reţelei de cementită

secundară nu este admisă.

Discurile maşinilor cu discuri, conform STAS 88858-82, se execută din tablă STAS 457-80

/65 Mn 10 STAS 791-80 sau din alt oţel cu proprietăţi echivalente (90 M 4,65Q, ARC 6).

Discurile se tratează termic pe toată suprafaţa sau pe o zonă inelară, periferică, până la

maximum jumătatea razei acestora. Duritatea pe această zonă, pe o adâncime de cel puţin 0,8 mm,




26

după tratamentul termic, trebuie să fie de 35-45 HRC. În zona netratată discul trebuie să aibă o

duritate de maximă cu valoarea 20 HRC.

Cuţitele de cultivator se execută din OLC 15, STAS 880-66, oţel manganos cu aproximativ

1% Mn (65 Mnl0).

În cazul fabricării cuţitelor din OLC 45, zona tăişului se durifică prin depunerea unui strat de

aliaj dur, rezistent la uzură, pe o parte a lamei, pe lăţimea indicată în desene cu linie punct subţire.

În cazul executării cuţitelor din oţel manganos, nu mai este necesară depunerea stratului

rezistent la uzură, acest strat apare în urma tratamentului termic aplicat.

În tabelul 1 sunt prezentate materialele folosite la noi şi tratamentele termice recomandate ,

pentru scule de lucrat în sol.

Tabelul 1 Materiale şi tratamente termice recomandate pentru scule de lucrat în sol.

Nr.

crt.

Tipul organului

de lucru Material

Tratamentul termic

recomandat

Duritatea HB

(sau HRC)

Tratament Temperatura

de Revenire

Zona

călită

Zona

necălită

1. Brăzdare de plug OLC 60

OLC 55

Călire locală

(20-45) mm

1073-

1093

573-623

523-773

440-601

(47-59) 302

2.

Brăzdare maşini de

recoltat cartofi şi

recoltat sfeclă

OLC 45

OLC 50

Călire locală

(20-35)mm 1093-1113 673-723 350-492 250

3. Cormană de plug

Tablă

triplex;

OLC 10

OLC 16

Cementare

1173-

1193 K

1,5-2,2 mm

1073-

1093 673-753 550

4.

Cuţite pentru

Cultivatoare, cuţite

freză

OLC 45

65 G

70 G

Călire locală

(20-25)mm

1073-1103

1093-1113

573-

673 (50-56)

190-

220

5.

Discuri (grape cu

discuri, semănători,

marcatoare, pluguri

cu discuri org.

bilonare)

65 M10

65 G

OL 60

90 M4

ARC 6

Călire sau

călire locală 1073-1103

Răcire

în baie

iz.

638-648

350-

450

(35-45)

352

6 Dinţii grapelor OLC 65

ARC 6

1093-

1113

1073-

1103

523-

573

400-

500 280

7 Dinţii grapelor

OLC 45

OL 50

OL 60

Călire locală

Călire vârf

în apă

1073-

1093

523-

573

350-

500

8 Cuţite pentru

burghie

OLC 45

OLC 60 Călire

1073

1093

9. Brăzdare semănători FC 20 Călire vârf în

apă

2.6 Duze pentru maşini de stropit

Pe lângă materialul clasic, alamă, la fabricarea duzei, care constituie piesa principală a

pulverizatorului şi care este supusă în mod excesiv uzurii se folosesc materiale cu rezistenţă mare la

uzură, cum ar fi oţelul inoxidabil, materialele plastice şi materiale ceramice respectiv carburi

metalice (oxid de aluminiu).

Îndeosebi folosirea apei cu impurităţi mecanice (nisip) la prepararea soluţiilor, provoacă

uzura prematură a duzei. Prin aceasta se măreşte secţiunea orificiului calibrat (fig. 2) şi debitul

duzei creşte peste limitele admise, corespunzătoare unui tratament uniform şi de calitate (conform

ISO 5682: + 5%).




27

Fig. 2 Comparaţie între secţiunea orificiului la o duză nouă (a) şi la o duză cu orificiul mărit prin uzură (b).

Sursă: fotografie documentară LECHLER, material de cercetare furnizat de Kramer (Universitatea Hohenheim)

Deosebit de rezistente la uzură sunt duzele cu orificiu calibrat din material ceramic (fig. 3).

Datorită faptului că materialul ceramic este sensibil la solicitări mecanice (şoc), piesa de uzură

(orificiul calibrat) din material ceramic este protejată cu o manta din material plastic (fig. 4).

Fig. 3 Comparaţie între modificarea debitelor prin uzură la o duză din material ceramic (ALBUZ APE) şi alte duze de

calibrul 04. Măsurători conform ISO 5682/1. Sursă: după prospectul firmei Desmarquest .

Fig. 4. Modele de duze hidraulice din material ceramic cu manta din material plastic de fabricaţie ALBUZ. Sursă:

fotografie documentară a firmei Desmarquest .




28

2.7 Modelarea materialelor compozite şi nanomaterialelor în programele de analizã

structuralã

Programele de analiză structurala au elemente finite speciale pentru discretizarea

materialelor compozite (modele macrostructurale). Aceste elemente sunt descrise prin proprietăţi

fizice diferite pe direcţii diferite (de exemplu moduli de elasticitate sau coeficienţi Poisson cu

valori diferite pe direcţii diferite). De asemenea elementele finite care modelează materiale

compozite admit mai multe straturi de material fiecare cu proprietăţi diferite sau cu orientări diferite

ale fibrelor de exemplu. În modelarea elementelor de structuri mecanice sau de altă natură,

construite din materiale compozite, trebuie folosite în primul rând aceste elemente finite pe care

programele de analiză structurală le pun la dispoziţie.

O altă modalitate de introducere a materialelor compozite este modelarea (microstructurală)

prin elemente finite cu proprietăţi obişnuite de diverse tipuri, cuplate între ele: fire elastice sau

elastoplastice în matrici de plăci sau corpuri tridimensionale având proprietăţi fizice alese de

modelator. Acest mod de a rezolva problema este situat la nivel microscopic şi, în general consumă

un mare număr de elemente finite şi cere o mare capacitate de calcul şi stocare calculatorului şi

programului. Prin acest mod de abordare se pot studia efecte locale de cedare, efectele unor defecte

în material, se poate estima un comportment global al materialului prin simularea unor teste clasice

ale materialelor: întindere, încovoiere, torsiune, rezultatele introducându-se apoi într-un model fără

materiale compozite sau cu elemente finite de tip macroproprietãţi cum sunt cele specificate mai

înainte.

În ceea ce priveşte nanomaterialele sau compozitele nanomateriale, acestea vor fi modelate

prin elemente finite obişnuite sau pentru materiale compozite, având grijă să se introducă

caracteristicile elastice sau plastice corecte ale acestora, eventual găsite în baze de date.

De reţinut: 1) Definiţii: material composite, nanomateriale, alte material noi;

2) Exemple de utilizare a materialelor noi la fabricarea echipamentelor şi maşinilor

agricole şi în industria alimentară;

3) Modelarea structurală a materialelor compozite;

4) Modelarea structurală a nanomaterialelor;




29

PROCESAREA REZULTATELOR ŞI ÎNTOCMIREA PĂRŢILOR

ELEMENTARE ALE RAPOARTELOR DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ

3.1 Generalităţi

Procesarea (prelucrarea) datelor rezultate în urma efectuãrii unor analize structurale este, de

multe ori o problemã de rutină. Aceasta este situaţia mai ales atunci când analiza este una obişnuită,

la rândul ei, una de rutină (o simplã verificare la rezistenţã, calcul frecvenţelor proprii, calculul de

stabilitate, obosealã, etc.). În aceste cazuri rezultatele sunt puţine în raport cu analizele complexe

(de exemplu în domeniul neliniar, dinamice, optimizare). Prin postprocesare sau procesarea

rezultatelor analizei structurale se înţelege extragerea datelor din programul de analiză, organizarea

lor într-o formă stabilită sau cerută, eventual şi deducerea prin calcule simple a altor rezultate pe

care programul de analiză nu le dă explicit.

În cazul primelor analize, în general, rezultatele constau în fişiere conţinând principalele

mãrimi de stare în structurã: câmpul vectorial al deplasãrii relative (deformaţia structurii),

câmpurile tensoriale ale deformaţiei specifice şi tensiunii (Cauchy), lista primelor n frecvenţe

proprii ale structurii, valoarea criticã la care structura poate pierde stabilitatea (flambaj), numãrul

de cicluri de solicitare date pânã la cedare prin obosealã. Din aceste date, la cerere, programele

furnizeazã volorile extreme ale fiecãrei mãrimi scalare, valorile unor combinaţii de mãrimi care se

folosesc în criteriile de rezistenţã pentru a lua decizii, hãrţi color ale distribuţiei mãrimilor de stare

în structura, cu ajutorul cãrora se localizeazã mai uşor punctele având valori extreme ale vreuneia

dintre mãrimile de stare.

3.2 Exemplu de procesare a rezultatelor analizei structurale

Un exemplu de structurã de fişier de ieşire, pentru cea mai simplã dintre tipurile de analizã,

analiza staticã liniarã (care de cele mai multe ori include verificarea la rezistenţã), efectuatã pentru

cultivatorul CPA – 5.6, proiectat la INMA, este datã în continuare:

Element group data

------------------

Element group number= 1

Element name:

BEAM3D Three dimensional Elastic Beam elements

Type of beam element = . . . . . . . . . . . . . 0

EQ. 0 ; Symmetric beam element

EQ. 1 ; Unsymmetric beam element

EQ. 2 ; Symmetric tapered beam element

Element group number= 2

Element name:

SHELL4 Four node thin shell elements

Type of Shell element= . . . . . . . . . . . . . 2




30

EQ. 0 ; QUAD 2 element

EQ. 1 ; QUAD 4 element

Real constant data

------------------

Real constant set 1

Associated with :


Area = 0.70600E-03

Moment of Inertia about element Y-axis = 0.18110E-06

Moment of Inertia about element Z-axis = 0.18110E-06

Depth of beam (y-axis) = 0.50000E-01

Width of beam (z-axis) = 0.50000E-01

End release code (I-node) [000000] = 0

End release code (J-node) [000000] = 0

Moment of inertia about element x-axis = 0.00000

Shear factor in the element y-axis = 0.00000

Shear factor in the element z-axis = 0.00000

Temp. difference in the element y-axis = 0.00000

Temp. difference in the element z-axis = 0.00000

Orientation angle = 0.00000

Torsion const for max shear stress = 0.00000

Real constant set 2

Associated with :


Area = 0.22400E-02














Real constant set 3

Associated with :


Area = 0.17840E-02



Depth of beam (y-axis) = 0.10600











Real constant set 4

Associated with :


Area = 0.17840E-02




Width of beam (z-axis) = 0.10600








31






Real constant set 5

Associated with :


Area = 0.48000E-03














Real constant set 6

Associated with :


Area = 0.12500E-02














Real constant set 7

Associated with :

SHELL4 Four node thin shell elements

Thickness of the plate = 0.80000E-02

Temperature Gradient = 0.00000

Material propery data

---------------------

Material property set 1

Value Temp curve no.

EX : X Elastic Modulus 0.21000E+12 0

NUXY : Poisson Ratio 0.30000 0

DENS : Mass Density 7850.0 0

Nodal input data

----------------

NODE BOUNDARY CONDITION CODES NODAL POINT COORDINATES

(0 = FREE ; 1 = FIXED) -----------------------------------------

X Y Z XX YY ZZ X Y Z

1 0 0 0 0 0 0 0.00000 0.71526E-07 0.47088E-07

2 0 0 0 0 0 0 1.1500 0.00000 0.00000

3 0 0 0 0 0 0 0.33200E-01 0.00000 0.00000

4 0 0 0 0 0 0 0.66400E-01 0.00000 0.00000

5 0 0 0 0 0 0 0.99600E-01 0.00000 0.00000

6 0 0 0 0 0 0 0.13280 0.00000 0.00000

7 0 0 0 0 0 0 0.16600 0.00000 0.00000

8 0 0 0 0 0 0 0.19920 0.00000 0.00000

9 0 0 0 0 0 0 0.23240 0.00000 0.00000

10 0 0 0 0 0 0 0.26560 0.00000 0.00000




32

……………………………………………………………………

734 0 0 0 0 0 0 0.00000 -0.80000E-01 -0.16385

735 0 0 0 0 0 0 0.00000 0.40000E-02 -0.11470

736 0 0 0 0 0 0 0.00000 0.88000E-01 -0.65550E-01

Element input data

------------------

ELEM EGRP MP REAL ECS NODE 1 NODE 2 NODE 3 NODE 4 NODE 5 NODE 6

NODE 7 NODE 8 NODE 9 NODE10 NODE11 NODE12

NODE13 NODE14 NODE15 NODE16 NODE17 NODE18

NODE19 NODE20

1 1 1 2 -1 1 3 13

2 1 1 2 -1 3 4 13

3 1 1 2 -1 4 5 13

4 1 1 2 -1 5 6 13

5 1 1 2 -1 6 7 13

6 1 1 2 -1 7 8 13

7 1 1 2 -1 8 9 13

8 1 1 2 -1 9 10 13

9 1 1 2 -1 10 11 13

10 1 1 2 -1 11 12 13

…………………………………………………………….

711 2 1 7 -1 730 630 629 733

712 2 1 7 -1 719 731 734 724

713 2 1 7 -1 731 732 735 734

714 2 1 7 -1 732 733 736 735

715 2 1 7 -1 733 629 628 736

Centrifugal and gravity loading information

-------------------------------------------

Load Case Number = 1

Acceleration in the X-direction = 0.00000

Acceleration in the Y-direction = -9.8100

Acceleration in the Z-direction = 0.00000

Concenterated nodal loads corresponding to load case number = 1

----------------------------------------------------------------

NODE CS FX FY FZ MX MY MZ

465 0 -350.0

476 0 -350.0

486 0 -350.0

496 0 -350.0

506 0 -350.0

516 0 -350.0

526 0 -350.0

536 0 -350.0

546 0 -350.0

Nodal load vector corresponding to load case number = 1 ---------------------------------------------------------

NODE FX FY FZ MX MY MZ

1 -0.7811E-21 -3.067 -0.2912E-21 -0.2407E-07 -0.1034E-24 -0.1584E-01 2 0.0000 -5.585 0.0000 0.0000 0.0000 -0.1363E-01

3 -0.7811E-21 -5.727 0.2647E-22 0.2247E-07 0.1034E-24 -0.1490E-07

4 0.0000 -5.727 0.0000 0.0000 0.0000 0.2235E-07 5 0.0000 -5.727 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

……………………………………………………………………………..

622 0.0000 -2.846 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 623 0.0000 -2.846 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

624 0.0000 -2.846 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

625 -0.5551E-16 -2.846 0.0000 -0.2841E-07 0.0000 0.0000 626 0.0000 -2.846 0.0000 0.5681E-07 0.2168E-18 0.0000

627 0.0000 0.0000 0.0000 -0.4912E-02 -0.2168E-18 0.0000

C O N T R O L I N F O R M A T I O N

NUMBER OF LOAD CASES . . . . . . . . . . . (NLCASE) = 1 SOLUTION MODE . . . . . . . . . . . . . . . (MODEX) = 0




33

EQ. 0, STATIC ANALYSIS

EQ. 1, BUCKLING ANALYSIS

EQ. 2, DYNAMIC ANALYSIS THERMAL LOADING FLAG . . . . . . . . . . . .(ITHERM) = 0

EQ. 0, NO THERMAL EFFECTS CONSIDERED

EQ. 1, ADD TEMPERATURE EFFECT GRAVITY LOADING FLAG . . . . . . . . . . . .(IGRAV) = 1

EQ. 0, NO GRAVITY LOADING CONSIDERED

EQ. 1, ADD GRAVITY LOADING EFFECT CENTRIFUGAL LOADING FLAG . . . . . . . . . .(ICNTRF) = 0

EQ. 0, NO CENTRIFUGAL LOADING CONSIDERED

EQ. 1, ADD CENTRIFUGAL LOADING EFFECT IN-PLANE STIFFENING FLAG . . . . . . . . . .(INPLN) = 0

EQ. 0, NO IN-PLANE EFFECTS CONSIDERED

EQ. 1, IN-PLANE EFFECTS CONSIDERED SOFT SPRING ADDITION FLAG . . . . . . . . . (ISOFT) = 0

EQ. 0, NO SOFT SPRING OPTION

EQ. 1, SOFT SPRING ADDED

SAVE DECOMPOSED STIFFNESS MATRIX FLAG . . . (ISAVK) = 0

EQ. 0, DO NOT SAVE DECOMPOSED K EQ. 1, SAVE DECOMPOSED K

FORM STIFFNESS MATRIX FLAG . . . . . . . . .(IFORMK) = 0 EQ. 0, FORM STIFFNESS MATRIX

EQ. 1, USE EXISTING DECOMPOSED STIFFNESS MATRIX

SPIN SOFTENING FLAG . . . . . . . . . . . . (ISPIN) = 0

EQ. 0, NO SPIN SOFTENING EFFECTS CONSIDERED

EQ. 1, SPIN SOFTENING EFFECTS CONSIDERED INERTIA RELIEF FLAG . . . . . . . . . . . .(IFORMK) = 0

EQ. 0, NO INERITA RELIEF EFFECTS CONSIDERED

EQ. 1, INERITA RELIEF EFFECTS CONSIDERED RIGID CONNECTIONS FLAG . . . . . . . . . . (IRIGID) = 0

EQ. 0, HINGE CONNECTIONS BETWEEN SOLIDS & SHELLS

EQ. 1, RIGID CONNECTIONS BETWEEN SOLIDS & SHELLS

T O T A L S Y S T E M D A T A

NUMBER OF EQUATIONS . . . . . . . . . . . . . .(NEQ) = 4335 NUMBER OF MATRIX ELEMENTS . . . . . . . . . . .(NWK) = 167439

MAXIMUM HALF BANDWIDTH . . . . . . . . . . . . (MK ) = 744

MEAN HALF BANDWIDTH . . . . . . . . . . . . . .(MM ) = 38 NUMBER OF ELEMENTS. . . . . . . . . . . . . . .(NUME) = 715

NUMBER OF NODAL POINTS. . . . . . . . . . . . .(NUMNP)= 736

ADJUSTED BLOCK SIZE . . . . . . . . . . . . . .(MTBLK)= 167440 EXTRA MEMORY AVAILABLE (in 8-byte words) . . .(XMTBLK)= 69529808

NUMBER OF STIFFNESS BLOCKS. . . . . . . . . . (NBLK) = 1

MAXIMUM DIAGONAL STIFFNESS MATRIX VALUE = .387466E+14 ( 1889)

MINIMUM DIAGONAL STIFFNESS MATRIX VALUE = .123256E+05 ( 3836)

1 -------------------------------------------------------------------------

| M A S S M O M E N T I N F O R M A T I O N |

|-----------------------------------------------------------------------| |MASS .256969E+03 |VOLUME .327350E-01 |WEIGHT .252087E+04 |

|-----------------------------------------------------------------------|

| MASS MOMENT OF INERTIA W.R.T. C.G. | |-----------------------------------------------------------------------|

|IX .164667E+02 |IY .122135E+04 |IZ .121641E+04 |

|-----------------------------------------------------------------------| | MASS PRODUCT OF INERTIA W.R.T. C.G. |

|-----------------------------------------------------------------------|

|PXY .233076E+02 |PXZ .186888E+00 |PYZ -.571672E+00 | |-----------------------------------------------------------------------|

| RADII OF GYRATION W.R.T. C.G. |

|-----------------------------------------------------------------------| |RX .253141E+00 |RY .218011E+01 |RZ .217570E+01 |

|-----------------------------------------------------------------------|

| CENTER OF GRAVITY | |-----------------------------------------------------------------------|

|CGx .295646E+01 |CGy -.315322E-01 |CGz .937175E-01 |

|-----------------------------------------------------------------------| | PRINCIPAL MASS MOMENT OF INERTIA |

|-----------------------------------------------------------------------|

|P1 .122186E+04 |P2 .121635E+04 |P3 .160159E+02 | |-----------------------------------------------------------------------|

| PRINCIPAL RADII OF GYRATION | |-----------------------------------------------------------------------|




34

|R1 .218057E+01 |R2 .217565E+01 |R3 .249652E+00 |

|-----------------------------------------------------------------------|

| PRINCIPAL AXES (DIRECTION COSINES IN ROWS W.R.T C.G) | |-----------------------------------------------------------------------|

|N_11 .192104E-01 |N_12 -.994290E+00 |N_13 -.104973E+00 |

|-----------------------------------------------------------------------| |N_21 .221128E-02 |N_22 -.103450E+00 |N_23 .994632E+00 |

|-----------------------------------------------------------------------|

|N_31 -.999812E+00 |N_32 -.193394E-01 |N_33 .211340E-03 | -------------------------------------------------------------------------

Note: In the above table, WEIGHT is computed based on the user defined acceleration for the first active Load Case

************************************************************************ * R E S P O N S E P R I N T O U T (LOAD CASE 1) *

************************************************************************

STATUS OF THERMAL EFFECTS FOR THIS LOAD CASE: ---------------------------------------------

- Thermal flag is off (no thermal effect)

D I S P L A C E M E N T S

NODE X-DISPL. Y-DISPL. Z-DISPL. XX-ROT. YY-ROT. ZZ-ROT. 1 -1.19063E-03 4.11328E-04 -7.18062E-04 6.23678E-03 -2.83693E-04 -1.19676E-02

2 -1.16576E-03 -1.32862E-02 -4.04174E-04 1.18544E-02 -3.05120E-04 -1.09723E-02

3 -1.18991E-03 1.31224E-05 -7.08694E-04 6.41953E-03 -2.80702E-04 -1.20198E-02 4 -1.18919E-03 -3.86722E-04 -6.99421E-04 6.60228E-03 -2.77925E-04 -1.20664E-02

5 -1.18848E-03 -7.88022E-04 -6.90237E-04 6.78503E-03 -2.75363E-04 -1.21074E-02

…………………………………………………………………………………………………… 732 -1.06559E-03 9.35004E-04 -6.83961E-04 1.90225E-03 -2.05176E-03 -2.46649E-03

733 -1.01086E-03 7.12730E-04 -2.83145E-04 2.17059E-03 -1.58217E-03 -1.56379E-03

734 -1.03526E-03 1.25814E-03 -1.13476E-03 1.67137E-03 -4.51630E-03 -2.22368E-03 735 -1.04034E-03 1.01322E-03 -7.03564E-04 1.84180E-03 -2.37720E-03 -2.23045E-03

736 -9.87854E-04 7.58573E-04 -2.52210E-04 2.07895E-03 -1.54472E-03 -1.72120E-03

MINIMUM/MAXIMUM DISPLACEMENTS

NODE 704 506 704 604 613 212 MIN. -1.94695E-03 -4.01101E-02 -1.60913E-03 -2.36187E-03 -5.07205E-03 -1.31911E-02

NODE 335 724 321 476 627 384 MAX. 6.15644E-05 1.50952E-03 3.98634E-03 2.21037E-02 2.58424E-03 1.34210E-02

MAXIMUM RESULTANT DISPLACEMENT

NODE 506

MAX. 4.01359E-02

TOTAL STRAIN ENERGY. . . . . . . . . . . = .688058E+02

R E A C T I O N F O R C E F O R L O A D C A S E N O. 1

NODE CSYS Fx Fy Fz Mx My Mz

384 0 -168.3 2379. -.6935 ---------- ---------- ----------

613 0 87.97 401.0 1930. ---------- ---------- ---------- 627 0 80.31 2891. -1929. ---------- ---------- ----------

FOR REQUESTED (Global Cartesian Coord. System) NODES FX FY FZ MX MY MZ

Total React. .5704E-06 .5671E+04 -.3126E-05 .0000E+00 .0000E+00 .0000E+00

S O L U T I O N T I M E L O G I N S E C

FOR PROBLEM TIME FOR INPUT PHASE . . . . . . . . . . . . . . = 0

TIME FOR CALCULATION OF STRUCTURE STIFFNESS MATRIX= 0

TRIANGULARIZATION OF STIFFNESS MATRIX . . . . . . = 0 TIME FOR LOAD CASE SOLUTIONS . . . . . . . . . . = 0

TIME FOR REACTION/GRID FORCE BALACE . . . . . . . = 0

T O T A L S O L U T I O N T I M E . . . . . = 0

S T R E S S E V A L U A T I O N FOR S T A T I C A N A L Y S I S

************************************************************************




35

* S T R E S S P R I N T O U T (LOAD CASE 1) *

************************************************************************

STATUS OF THERMAL EFFECTS FOR THIS LOAD CASE:

---------------------------------------------

- Thermal flag is off (no thermal effect)

**** NOTE: <STRESS PRINT FLAG IS OFF> ****

F O R T O P F A C E:

MINIMUM/MAXIMUM AVG. NODAL STRESSES

SIGMA-X1 SIGMA-X2 SIGMA-X3 TAU-X12 TAU-X13 TAU-X23

NODE 1 200 687 1 1 688

MIN. .0000 -.1884E+09 -.1249E+09 .0000 .0000 -.7076E+08

NODE 1 556 696 1 1 200

MAX. .0000 .1506E+09 .9969E+08 .0000 .0000 .7340E+08

MAXIMUM NODAL VON MISES STRESS

NODE 736

MAX. .2069E+09

F O R B O T T O M F A C E:

MINIMUM/MAXIMUM AVG. NODAL STRESSES

SIGMA-X1 SIGMA-X2 SIGMA-X3 TAU-X12 TAU-X13 TAU-X23

NODE 1 1 701 1 1 200

MIN. .0000 -.1205E+09 -.8860E+08 .0000 .0000 -.6410E+08

NODE 1 200 709 1 1 556

MAX. .0000 .1192E+09 .8820E+08 .0000 .0000 .8816E+08

MAXIMUM NODAL VON MISES STRESS

NODE 736

MAX. .1701E+09

E R R O R E S T I M A T I O N

(for requested elements)

Total Strain Energy (TSE) = .688058E+02

Total Error Energy (TEE) = .774918E+01

Ave. Percentage Error (APE) = .230889E+02

( APE = sqrt (TEE/(TSE*2. + TEE)) * 100. )

Pentru raportul analizei, se poate da întregul conţinut al fişierului de ieşire, dar, de cele mai

multe ori beneficiarii nu au nevoie decât de cel mult 5 – 10 % din aceste informaţii. Specialiştii

CAD vor stabili datele selectate pentru raport din aceste rezultate, având în vedere că multe

informaţii au caracter tehnic referitor la analiza însãşi.

Pentru analiza frecvenţelor proprii ale structurii, programul de analiză structurală furnizează

din nou un fişier mare din care însã un numãr mic de date intereseazã strict proiectarea. Am selectat

o mulţime de astfel de date mai jos:

S O L U T I O N P A R A M E T E R S

NUMBER OF EIGENVALUES. . . . . . . . . . (NFR)= 10

MASS TYPE: 1-LUMPED,2-CONSISTENT. . . . (MASS)= 1

MODE SHAPE PRINT FLAG. . . . . . . . . (MPRNT)= 1

INTERMEDIATE SOLUTION PRINT FLAG . . . .(IFPR)= 0

STURM SEQUENCE CHECK FLAG. . . . . . . .(IFSS)= 0

MAXIMUM NUMBER OF ITERATIONS . . . . . (ITMAX)= 16

FREQUENCY SHIFT FLAG . . . . . . . . . (IFRSH)= 0




36

FREQUENCY SHIFT. . . . . . . . . . . . .(FRSH)= .0000000E+00

CONVERGENCE TOLERANCE. . . . . . . . . .(RTOL)= .1000000E-04

COMPOSITE MODAL DAMPING CALC. FLAG . . .(IMDC)= 0

MODAL ACCELERATION FLAG. . . . . . . . .(IMAM)= 0

Fig. 1 Reprezentãri grafice care pot fi introduse în raportul analizei statice: a- geometria structurii nedeformate, b-

discretizarea, rezemarea şi încãrcarea, c- forma deformatã a structurii (la o scarã ce o face vizibilã), rezultatã în urma

anlizei, d- harta vectorialã a deplasãrii rezultante relative în structurã, e- harta tensiunii echivalente pe structura

nedeformatã, f- harta tensiunii echivalente (Von Mises) pe structura deformatã.

CONVERGENCE REACHED FOR RTOL .1000E-04

F R E Q U E N C Y A N A L Y S I S

by

S U B S P A C E A L G O R I T H M

FREQUENCY FREQUENCY FREQUENCY PERIOD

NUMBER (RAD/SEC) (CYCLES/SEC) (SECONDS)

1 .2246987E+02 .3576191E+01 .2796271E+00

2 .3277933E+02 .5216992E+01 .1916813E+00

3 .8515431E+02 .1355273E+02 .7378587E-01

4 .9809345E+02 .1561206E+02 .6405306E-01

5 .1200237E+03 .1910236E+02 .5234955E-01

6 .1907660E+03 .3036135E+02 .3293661E-01

7 .2035648E+03 .3239835E+02 .3086577E-01

8 .3244575E+03 .5163902E+02 .1936520E-01

9 .3424650E+03 .5450500E+02 .1834694E-01

10 .3540691E+03 .5635185E+02 .1774565E-01




37

Deşi formele deformate ale structurii pe fiecare mod propriu corespunzãtor celor 10

frecvenţe proprii cerute în analiza datã ca exemplu se dau în fişiere numerice în cele 736 de noduri,

se recomandã ca aceste forme, dacã se dau în raport sã se dea numai sub forma graficã şi numai în

cazuri excepţionale (în care se intuieşte un fenomen vibratoriu important) sã se dea numeric. Sub

forma graficã, primele patru moduri de vibraţie proprie ale structurii apar în fig. 2.

Fig. 2 Formele deformate ale structurii la vibratie in primele patru moduri proprii.

În mod similar rezultã setul de date aferent analizei stabilitaţii structurii (flambaj). În acest

caz (structura prezentatã), flambajul (pierderea stabilitãţii apare în cazul în care forţele de încarcare

se aplicã în sens contrar celor corespunzãtoare ipotezelor inginereşti şi au valoare de aproape 8 ori

mai mare decât cea consideratã maximã de proiectant. Datele corespunzãtoare problemei stabilitãţii

structurii sunt cele de mai jos.

M O D E S H A P E N O . 1

NODE X-DISPLACEMENT Y-DISPLACEMENT Z-DISPLACEMENT X - ROTATION Y - ROTATION Z -

ROTATION

1 -.4121662E-02 -.2062993E-04 .9349718E-04 .1550212E-03 -.3820370E-01 .2286038E-03

2 -.4124955E-02 .3059752E-03 .4274778E-01 .1516723E-02 -.3437758E-01 .2562147E-03

3 -.4121759E-02 -.1290970E-04 .1362312E-02 .1943496E-03 -.3822961E-01 .2364007E-03

.................................................................................................................................................................................... .

734 .3537873E-02 .2219198E-03 -.1353403E-03 .1077971E-03 .1365829E-01 .6450010E-02

735 .3561316E-02 .1941485E-03 -.8585412E-04 .1221505E-03 .6603193E-02 .6713744E-02

736 .3336209E-02 .1673212E-03 -.3821127E-04 .9750659E-04 .3309258E-02 .5690974E-02

EIGENVALUE EIGENVALUE

NUMBER

1 -.7858282E+01

M O D E S H A P E N O . 1

NODE X-DISPLACEMENT Y-DISPLACEMENT Z-DISPLACEMENT X - ROTATION Y - ROTATION Z -

ROTATION

1 .4214917E-03 -.1167170E-04 .1795068E-04 -.7588205E-04 .5446269E-02 .2575339E-02

2 .4027107E-03 .1868588E-02 -.4929538E-02 .1420521E-04 .3147169E-02 .9453192E-03

3 .4209494E-03 .7271162E-04 -.1618006E-03 -.7328120E-04 .5382079E-02 .2508173E-02

.............................................................................................................................

734 -.8699593E-02 -.2929419E-04 .2675209E-04 -.1971542E-04 .1052461E+00 .7824280E-01

735 -.6407730E-02 -.2407741E-04 .1770130E-04 -.2295128E-04 .1037971E+00 -.3700636E-02




38

736 -.1824655E-02 -.1875557E-04 .8444801E-05 -.2722079E-04 .4184457E-01 -.1480830E-01

Fig. 3 Forma deformata a structurii la pierderea stabilitatii.

O categorie aparte de rezultate sunt cele în care se verificã la rezistenţã o structurã în epoca clasicã a

rezistenţei materialelor, în termeni de forţe tãietoare şi momente încovoietoare şi de torsiune.

Programele de analizã structuralã pot da şi valorile şi diagramele corespunzãtoare acestui limbaj, în

special pentru cei familiarizaţi cu acesta. În fig. 4 şi 5 sunt date scurte secvenţe din lista de astfel de

date conţinuta în fişierele de date rezultate în urma rulãrii programului.

Fig. 4 O parte din fişierul care include valorile forţelor axialã, tãietoare în lungul grinzii principale de rezistenţã şi

perpendicular pe aceasta, momentul de torsiune şi momentele încovoietoare corespunzãtoare în jurul grinzii principale

şi dupã axa Oy, perpendicular pe aceasta.

În fig. 6 si 7, se dau diagramele forţelor tãietoare pe cele doua direcţii, iar în fig. 8, 9 şi 10 se

dau diagramele momentelor încovoietoare după cele douã direcţii pe fiecare barã componentã a

structurii. În fig. 11 este datã diagrama momentului de torsiune în întreaga structurã.

Toate aceste date, pot fi extrase şi organizate într-un raport conceput de autorul analizei

(specialist CAD, structuralist, etc.), de beneficiarul analizelor sau de firma în cadrul cãreia se face

analiza. Raportul trebuie sã conţinã obligatoriu : datele geometrice ale structurii în forma numericã

şi graficã, lista materialelor folosite, corespondenţa cu componentele structurii şi caracteristicile

mecanice (eventual termomecanice şi de alta naturã, funcţie de tipul de analizã) ale acestora.

Raportul va avea o forma bine stabilitã, conţinând un numãr minim de informaţii necesare pentru

luarea deciziilor de cãtre beneficiar. Stilul modern de lucru în echipã, impune ca dupã indicaţiile

specialistului CAD (structuralistului), operatorul CAD sa întocmească raportul, care apoi va fi

supervizat şi validat de specialistul CAD.




39

Fig. 5 Valorile fortelor taietoare si momentelor incovoietoare pe fiecare element al structurii.

Fig. 6 Diagrama fortei taietoare in lungul grinzii principale (axa Ox).

Fig. 7 Diagrama fortei taietoare perpendicular pe directia grinzii principale (axa Ox).

Fig. 8 Diagrama momentului de încovoiere în jurul axei Ox.

Programul furmizeazã automat valorime maxime şi localizarea lor în structurã pentru mãrimile de

stare : pentru deplasare, în nodul 506, cu valoarea 0.04 m, în nodul 496, cu valoarea 0.0393 m, în

nodul 505, cu valoarea 0.039 m, etc. Structura are o lungime de 7.24 m, iar sãgeata maximã

reprezinta 0.56 % din lungimea maximã a structurii. Tensiuni maxime se înregistreaza în zona

nodurilor 200, 207 MPa si 688, 167 MPa. Acestea sunt însã concentrãri de tensiuni introduse de




40

simplificarea modelului datoritã faptului cã se urmãrea numai verificarea sãgeţii structurii în aceasta

analizã.

Fig. 9 Diagrama momentului de incovoiere in jurul axei Ox.

Fig. 10 Diagrama momentului de incovoiere in jurul axei Oy.

Astfel de rapoarte pot fi întocmite de cãtre operatorii CAD (specialişti fãrã pregatire

superioarã), pentru toate tipurile de analizã. În general, extragerea şi organizarea datelor nu necesitã

cunoştinţe de specialitate în domeniul fenomenologiei problemelor analizate. Totuşi, întocmirea

rapoartelor în cazul analizelor complexe, din a doua categorie de tipuri de probleme, descrisã mai




41

sus, necesitã asistenţa specialistului CAD la întocmirea raportului şi, în primul rând, un operator

CAD cu experienţã bine consolidatã în domeniul analizei structurale. De exemplu la analizele

dinamice liniare sau neliniare timpii de raportare vor fi aleşi de specialistul CAD şi comunicaţi

operatorului pentru întocmirea raportului.

Fig. 11 Diagrama momentului de torsiune.

Forma finalã a rapoartelor de analizã şi eventualele interpretãri se vor face numai de

specialistul CAD (structuralist) împreună cu inginerii implicaţi în problemã şi numai cu asistenţa

operatorului CAD.

3.3 Procesarea elementarã a rezultatelor

Prin procesarea elementară rezultatelor se inţelege extragerea tuturor datelor necesare

interpretãrii şi construcţiei unui raport bazat exclusiv pe date pe care programul de analizã

structuralã le dã explicit. Aceste date sunt cele pe care mai sus au fost prezentate sub formã de liste.

În continuare se dã o listã cu principalele rezultate care se furnizeazã pentru analizele elementare.

1) Analiza statică:

-fişiere conţinând stãrile de deplasare relativã, deformaţie specificã şi tensiune în fiecare nod şi pe

fiecare element, numite mãrimi de stare;

-valorile extreme ale mãrimilor de stare;

-harţile distribuţiilor spaţiale a mãrimilor de stare;

2) Analiza în frecvenţe:

-lista frecvenţelor proprii (primele n, cu n selectat de beneficiar sau de structuralist);

-harta sau fişierele ce conţin valorile numerice ale stãrilor de deformaţie şi tensiune (efort unitar) în

primele n moduri proprii de vibraţie;

3) Analiza la stabilitate:

-valoarea criticã a forţei la care structura pierde stabilitatea;

-harta sau fişierele cu valorile numerice ale stãrilor de deformaţie şi tensiune (efort unitar) la

încãrcarea care produce pierderea stabilitãţii;

De reţinut: 1) Definiţia procesării rezultatelor analizei structural sau postprocesării;

2) Exemple de rezultate pentru principalele tipuri de analiză structural elementare;

3) Rezultate grafice ale programelor de analiză structurală;

4) Rezultate principale ale analizelor static, în frecvenţe şi la stabilitate;




42




43

IDEALIZAREA ŞI GENERAREA GEOMETRIEI CONSTRUCŢIILOR

SPECIFICE ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU AGRICULTURĂ ŞI

INDUSTRIE ALIMENTARĂ

Idealizarea geometriei modelelor structural este o problemă foarte importantã, fiind practic

primul pas al analizei, pas de reuşita căruia depind toţi ceilalţi. Modelarea geometrică trebuie să fie

în primul rând exactă, ţinând seama de principiile idealizării. Aceasta înseamnã să respecte

dimensiunile schiţei, desenului tehnic sau ale structurii reale pe care s-a facut măsurarea. Dacă

generarea modelului geometric al structurii se poate atribui în majoritatea1 cazurilor operatorului

CAD, în echipa de analiză structurala, verificarea exactităţii, care este o etapă obligatorie înainte de

a trece la următoarea etapă de analiză structurală, trebuie facută de către operatorul CAD împreuna

cu specialistul CAD, deoarece o eroare în modelul geometric se perpetueazã în toate rezultatele şi

identificatã mai târziu impune reluarea întregului proces de modelare.

4.1 Modele ideale

În acest capitol se vor da câteva exemple de structuri supuse la analiza statică liniară şi

pentru care este suficient acest nivel de modelare, precizându-se însă şi limitele de aplicabilitate a

acestei simplificări. Aceste structuri sunt în general cadre formate din bare, simetrice sau

nesimetrice. Conform [8] sau [9] bara este un corp (element de construcţie) la care dimensiunile

secţiunii transversale sunt reduse în raport cu lungimea. Se precizeaza tot în [8] ca şi firul este tot un

corp de tip bara dar la care dimensiunile secţiunii transversale sunt atât de reduse în comparaţie cu

lungimea (sau linia reazemelor) încât rigiditãţile la compresiune, încovoiere şi torsiune sunt

neglijabile. Tot [8] precizeazã cã, în calcul, bara este redusã la axa ei. Tot în conformitate cu [8],

axa barei este traiectoria pe care se mişcã centrul de greutate al unei figuri plane de formã constantã

sau variabilã, care genereaza bara prin mişcarea sa în spaţiu, pastrându-se continuu perpendicularã

pe aceasta traiectorie. Axa barei poate fi dreaptã, curba planã sau strambã (în spaţiu). Fibra medie

deformatã este, tot dupã [8], este forma pe care o ia axa barei supusã acţiunii sarcinilor exterioare.

În [9] se mai face precizarea cã dacã secţiunea transversalã a barelor are o formã geometricã

simplã (cerc, dreptunghi, pãtrat, etc.), acestea se numesc grinzi, arbori, osii, stâlpi, etc. Dacã forma

secţiunii transversale este cea a unui profil laminat de grosime micã (profil I, U, L, etc.), atunci

barele se numesc bare cu pereţi subţiri.

1 Nu în toate cazurile operatorul CAD trebuie lasat singur sa genereze modelul geometric. Aceastã afirmaţie se referã la

geometrii complexe care includ suprafeţe ce nu se aflã în biblioteca de elemente geometrice a programelor CAD sau de

analizã structuralã folosite şi trebuie generate prin suprafeţe spline sau la elemente tridimensionale, volume cu topologie

complexa, conţinând gãuri de forme dificil de reprezentat.




44

Tot conform [8], placa este un corp (element de construcţie) la care una dintre dimensiuni

(grosimea) este redusã în raport cu celelalte douã dimensiuni. Placa se numeste planã dacã sarcinile

se aplica normal la planul median. Placa curbã subţire este o placã la care suprafaţa medianã este o

suprafaţã cu simplã sau dublã curburã, iar grosimea este redusã în raport cu celelalte douã

dimensiuni. [9] numeşte entitãţile elementare 2-dimensionale plãci şi membrane. Conform [9],

membranele au grosimea foarte micã în raport cu celelalte douã dimensiuni, motiv pentru care nu

suportã decât solicitãri de întindere.

În sfârsit, [9], numeşte corpuri masive acesle corpuri la care cele trei dimensiuni sunt de

acelaşi ordin de mãrime.

4.2 Structurile modelabile cu corpuri 1-dimensionale (bare, fire) sau 2-dimensionale (plăci)

O gamã largã de maşini agricole prezintã structuri portante, cadre, care sunt modelabile prin

bare, adicã prin elemente finite 1-dimensionale. Printre acestea sunt: structurile portante ale

plugurilor, grapelor, scarificatoarelor, semanatorilor, cadrele remorcilor şi maşinilor de stropit sau

administrat amendamente, ale combinelor de diverse tipuri, structurile de rezistenţã ale unor

instalaţii mobile sau staţionare, etc. O altă categorie de structuri idealizate este cea modelată prin

elemente de tip 2-D. Aceste elemente modelează plăcile, barele cu pereţi subţiri şi îşi găsesc

aplicaţii în modelarea placilor, pereţilor, rezervoarelor, cormenelor, etc.

4.3 Modelarea 1D şi 2D a structurilor

Pentru a facilita operatorilor CAD înţelegerea modului în care trebuie modelatã geometria

(nu desenatã !) structurilor cu elemente de tip 1D şi 2D, se vor face câteva astfel de construcţii.

Pentru început, se aratã cum se modeleazaã o barã prin axa sa. Se considerã o barã de

secţiune pãtratã cu latura de 10 mm şi lungimea de 400 mm. Se constatã cã bara se încadreazã în

categoria de structuri bare subţiri deoarece douã dintre dimensiunile sale sunt mult mai mici decât a

treia. În fig. 1, în stânga apare bara cu sistemul de coordonate global, centrele celor douã secţiuni

de capãt fiind marcate. Tot în fig. 1, dreapta apare aceeaşi barã, împreunã cu axa care uneşte

centrele celor douã secţiuni. Bara este dreaptã, toate secţiunile transversale sunt perpendiculare pe

aceastã axã. Prin urmare aceastã axã este aceea cu care se modeleazã 1D structura.

Fig. 1 Modelarea unei bare subţiri ca element 1D, prin axa acesteia, AB.

În desenul din fig. 1 bara pare mai groasã datoritã distanţei şi unghiului din care este privitã,

astfel î ncâ sã faciliteze vizibilitatea satisfãcãtoare a elementelor construcţiei propuse. Pentru acest

motiv, aparent corpul poate sã aparã ca neavând calitatea de barã în sensul definiţiei.




45

O altã structurã care se idealizeazã este o placã (fig. 2 stânga) cu dimensiunile 1x2 m şi

grosimea de 10 mm, prin urmare o dimensiune mult mai micã decât celelalte douã, deci modelabilã

2D. În fig. 2 , dreapta, este figurat planul mediu, paralel cu cele douã feţe ale paralelipipedului care

dã forma plãcii. Aceastã porţiune de suprafaţã modeleazã 2D placa.

Fig. 2 Modelarea unei plãci subţiri prin planul ei mediu, ABCD.

Un exemplu puţin mai complicat este un profil I, cu înãlţimea de 100 mm, lãţimea de 60

mm şi grosimea de 10 mm, profil curbat dupã un arc de cerc cu raza de 205 mm pe un arc de 50o.

Prin urmare lungimea barei este 1788 mm (fig. 3, a). Axa barei este în acest caz o curbã , un arc de

cerc marcat pe desenul b din fig. 3 prin linia mov, cu capetele A şi B. În fig. 3 c, este marcatã axa

barei pe modelul discretizat cu elemente finite, iar în fig. 3 d, se marcheazã şi capetele axei barei, A

şi B. În fig. 3 c şi d se pot observa şi secţiuni transversale ale barei în lungul axei AB. Raportul

dintre cele douã dimensiuni ale profilului (100 şi 60 mm) şi lungimea acesteia (1788 mm)

încadreazã acest corp tridimensional în categoria barelor, deci corpuri care se pot idealiza în

anumite modele structurale prin axele lor.

Fig. 3 Identificarea axei barei (AB), cu profil I, printr-o porţiune de curbã circularã.




46

Bara curbã cu profil în formã de I descrisã mai sus şi idealizatã 1D în fig. 3, poate fi

idealizatã şi 2D prin porţiuni de suprafaţã deoarece se poate considera şi cã o dimeniune (grosimea

de 10 mm) este mai micã decât celelalte douã dimensiuni majore sau trei. Grosimea celor trei

suprafeţe este 10 mm. Aceastã idealizare este un pic forţatã în raport cu definiţia, însã de multe ori

beneficã în calcule complexe şi în punerea în evidenţã a unor concentratori de tensiune în barã, în

special a gãurilor executate în aceasta în scopuri funcţionale sau numai pentru micşorarea greutãţii

structurii. Idealizarea barei curbe cu profil în formã de I cu elemente 2 D apare în fig. 4. În fig. 4, a,

se pot observa cele trei suprafeţe ca suprafeţe mediane ale solidelor componente ale barei, iar în

fig. 4, b, se poate observa structura idealizatã 2D pusã în evidenţã fãrã alte elemente.

Fig. 4 Idealizarea profilului I prin model complet 2D (2 suprafeţe plane şi una curbã, în acest caz).

Fig. 5 Idealizare 1D a unei bare curbe cu profil L. În detaliu poziţia punctului de plecare a axei faţã de cea a profilului I

de la care s-a plecat.




47

Un alt exemplu de idealizare 1D a unei bare este cel dat în fig. 5, în care se aplicã aceastã

procedurã profilului L obţinut din profilul I precedent prin înlãturarea a douã porţiuni simetrice pe o

parte (dreapta profilului în vedereile prezentate). Centrul de greutate al secţiunii se abate stânga cu

3.33 mm (fig. 5, detaliu), iar axa (curba care reprezintã axa barei) barei rãmâne în material. În alte

cazuri axa barei poate sã se afle în afara pãrţii materiale a barei ca de exemplu axele unei bare cu

profil coroanã circularã – ţeavã circularã sau coroanã pãtraticã, etc. De asemenea, bara de profil L

modelatã în fig. 5 1D, se poate modela 2D ca suprafeţe de grosime 10 mm, ca în cazul barei de

profil I.

Un ultim exemplu, prin care se doreşte a se atrage atenţia asupra modificãrii gabaritelor

structurilor prin idealizare 1D şi 2D, este unul elementar al unei structuri de douã bare profil ţeavã

pãtratã (coroanã pãtraticã) de laturã 100 mm şi grosime 10 mm, îmbinate în unghi drept.

Fig. 6 Bare de tip ţeavã pãtratã, drepte, îmbinate în unghi drept – modelarea 1D.

Fig. 7 Bare de tip ţeavã pãtratã, drepte, îmbinate în unghi drept – modelarea 1D, în planul xOz.

În fig. 6 şi 7 se poate observa modelarea 1D, prin axele lor a celor douã bare. Îmbinarea se face în

centrul cubului de la îmbinarea acestora. Astfel, lungimea structurii dupã axa Ox, dar şi dupã axa




48

Oz, scade cu 50 mm. La modelare trebuie procedat astfel, în caz contrar rezultatele fiind afectate, în

mod obişnuit, pentru structurile comune, nu şi decisiv. Braţul lung are 1000 mm, iar cel scurt 600

mm.

În fig. 8 este datã modelarea 2D a aceleiaşi structuri (îmbinarea de bare tip ţeavã pãtratã cu

latura de 100 mm şi grosimea 10 mm, braţele având lungimile de 1100 mmm şi 600 mm. Prin acest

model, de asemenea gabaritul se modificã însã numai cu 5 mm, adicã semigrosimea profilului.

Evident cã o pregãtire suficientã în domeniul idealizãrii 1 D şi 2D se poate face numai prin

activitate practicã şi experienţã proprie. Structurile astfel idealizate au dat rezultate foarte bune în

analiza staticã, verificarea la rezistenţã, optimizare, ameliorarea vibraţiilor, îmbunãtãţirea

stabilitãţii. Structurile 2D se pot folosi şi în cazul unor analize mai complicate în domeniul neliniar

cu intrare în domeniul plastic, obosealã, etc. Pentru aceste motive se considerã importantã aceastã

activitate şi totodatã se considerã a fi la îndemãna operatorilor CAD. Aceste structuri formeazã de

obicei baza de pornire în metoda analizei prin complexificare treptatã.

Fig. 8 Bare de tip ţeavã pãtratã, drepte, îmbinate în unghi drept – modelarea 2D.

4.4 Structurile portante ale maşinilor destinate prelucrãrii solului şi cuplaje

Pentru a demonstra importanţa modelării geometrice în toată analiza structurală şi utilitatea

modelelor simplificate 1D şi 2D, în acest capitol se dau o serie de exemple construite cu elemente

1D şi 2D, precizându-se performanţele şi făcându-se, uneori, comparaţia cu modelele 3D ale

aceleiaşi structrui fizice.

Un prim exemplu pentru structurile clasice din industria echipamentelor şi maşinilor

agricole, este dat de structura portantă a unei masini destinate prelucrãrii solului.

Exemple de structuri portante supuse analizei structurale (analiza statica liniara) apar în fig.

9. Se prezintã structura portantã a unui plug cu patru trupiţe, structura portantã nesimetricã şi

structura portantã a unui cizel, care este o structurã simetricã în raport cu axa de simetrie a

tractorului. Cele douã structuri sunt modelate geometric numai cu bare cuplate rigid. Cuplarea la

tractor se modeleazã prin cuplaje, anulând numai deplasãrile liniare nu şi cele unghiulare.

Un model mai complex pentru o structurã destinatã prelucrãrii solului este acela a maşinii

MATINA, proiectatã la INMA. Modelul geometric al maşinii apare în fig. 10, fiind format din 89

de bare. Structura este modelată prin bare, dar în construcţie apar şi alte segmente de dreaptă sau

curbă care este bine să fie păstrate, dacă nu permanent, măcar într-o structură stocată în vederea

folosirii ca rezervă, pentru cazul revenirii la geometria anterioară apariţiei acestor entităţi.




49

Fig. 9 Structuri de dispozitive pentru lucrat solul: a, b plug (structurã portantã nesimetricã) şi c, d cizel (structurã

portantã simetricã).

Fig. 10 Barele componente ale modelului structurii.




50

Amãnunte privind datele complete ale modelarii structurale pentru maşina MATINA, se

gasesc în [10]. Discretizarea, încãrcările şi condiţiile la limite se pot observa în fig. 11.

Fig. 11 Încărcările, condiţiile la limite şi discretizarea (elemente şi noduri) structurii.

O problemă importantã de modelare la maşinile destinate prelucrãrii solului apare atunci când se

doreşte introducerea cât mai fidelă a încărcărilor. Cea mai simplă variantă este încărcarea suportului

organelor de lucru, la extremitatea suportului la care acestea se fixează, cu forţe date de literatura de

specialitate, cunoscând calităţile solului, adâncimea şi lăţimea de lucru şi viteza de lucru. Formule

de calcul pentru aceste forţe se dau, de exemplu, în [11] şi în [12].

Fig. 12 Starea de deplasare relativă rezultantă în structură, în m.

În fig. 12 şi 13 se dau stările de deplasare relativã rezultantã (deformaţia), respectiv de tensiune

echivalentã (Von Mises2) în structură. Starea de deplasare relativã rezultantã se foloseşte în

2 Tensiunea echivalenta sau Von Mises se defineste dupa formula:

2 2 21 2 2 3 3 1( ) ( ) ( )

2e

în care σ1, σ2 si σ3 sunt valorile prprii ale tensorului tensiunilor al lui Cauchy.




51

evaluarea sãgeţii maxime comparându-se cu cea admisibilã, iar starea de tensiune echivalentã în

structurã se comparã cu tensiunea admisibilã pentru fiecare barã, calculatã ţinând seama de

materialul din care este facutã şi de faptul ca barele cadrelor maşinilor agricole destinate lucrãrilor

solului sunt supuse la cele mai grele solicitãri: solicitari complexe întindere-compresiune-încovoiere

şi torsiune, în regim vibrator aleator, cu cvasicicluri simetrice. Pentru amãnunte recomandãm [10].

O trecere naturalã de la structurile modelate exclusiv 1-dimensional la structuri modelate cu

elemente 2-dimensionale se poate face în cadrul aceluiaşi tip de structuri de maşini agricole.

Necesitatea utilizãrii elementelor finite 2-dimensionale poate apãrea, în cazul maşinilor

destinate lucrãrilor solului de la cãutarea unei apropieri de realitate în ceea ce priveşte încãrcãrile.

Mai precis, reprezentarea organelor de lucru ca plãci, aşa cum de fapt sunt dãlţile, discurile

grapelor, cormenele plugurilor, etc.

Fig. 13 Starea de tensiune Von Mises în structură, în Pa.

Un exemplu de model structural care conţine elemente 2- dimensionale este plugul reversibil

cu 5 trupiţe PRS-5 (fig. 14), la care cormanele sunt reprezentate prin plãci curbe. Încãrcãrile se

aplicã prin presiuni asupra acestor placi pe direcţia de înaintare a agregatului, care dau componente

normale şi tangenţiale naturale. Acest model este un model hibrid, deoarece foloseşte douã tipuri de

elemente diferite, elemente de tip barã pentru structura portantã şi elemente de tip placã pentru

cormene.

Fig. 14 Vederi ale agregatului tractor A – 1800 – plug reversibil PRS-5.




52

Modelul structural al acestui plug a avut nu numai scopul de verificare la rezistenţã, ci şi

fenomenul de reversare, estimarea eforturilor în barele structurii portante în timpul reversãrii, mai

ales în bara de lungime variabilã care a simulat cilindrul hidraulic. În plus, s-a calculat

comportamentul structurii şi în poziţia de transport, prin simularea unor solicitãri maximale.

Modelul structural simplificat pentru studiul rapid al reversarii a concentrat masa trupiţelor

şi roţii de sprijin în elemente de tip masã. Acest model apare în fig. 15. Modelul structural care

include şi trupiţele apare în fig. 16. Se observã plãcile discretizate cu elemente 2-dimensionale de

formã triunghiularã. Modelul structural al plugului în pozitie de transport este dat în fig. 17.

Rezultatele simulãrii comportamentului plugului în poziţia de transport apar în fig. 18 şi 19. Se

observã cã sãgeata maximã este sub 5 mm, iar tensiunea echivalentã maximã în structurã este mai

micã decât 10 MPa, valoare neglijabilã în raport cu limita admisibilã situatã la valori de peste 60 –

70 MPa.

Fig. 15 Model structural elementar al sistemului de reversare.

Fig. 16 Model structural al plugului reversibil cu cinci trupiţe.




53

Fig. 17 Modelul structural al plugului în transport.

Fig. 18 Starea de deplasare relativã rezultantã în structura plugului, pentru situaţia în care plugul se aflã în poziţia de

transport, iar agregatul staţioneazã.




54

Fig. 19 Starea de tensiune echivalentã în structura plugului, reprezentatã prin hartã color, pentru situaţia în care plugul

se aflã în poziţia de transport, iar agregatul staţioneazã.

Scopul principal al modelului structural al plugului PRS-5 a fost simularea acţiunii de

reversare, mai precis variaţia tensiunii în cilindrul hidraulic funcţie de poziţia elementelor rotitoare.

Curba de variaţie a tensiunii în cilindru s-a asimilat cu curba de variaţie a presiunii în cilindrul

hidraulic, fiind folositã în calcule de optimizare a acţiunii de reversare, în scopul de a diminua

şocurile şi neuniformitãţile. Pe modelele complexe s-a modelat ca placã şi roata de sprijin, modelare

folositã şi pentru multe alte structuri de acelaşi tip.

Un al doilea exemplu de structurã care necesitã (nu neaparat, deoarece în modelele simple

poate fi asimilat cu o barã de secţiune transversalã medie) modelare cu elemente 2-dimensionale,

este suportul organului de lucru al unui subsolier.

Fig. 20 Modelarea structuralã a organului de subsolier.




55

Fig. 21 Modelul, geometria, încãrcãrile şi condiţiile la limite (fixarea).

Modelul structural al organului de subsolier (suport şi daltã), este explicitat în fig. 20 şi 21. Modelul

conţine 2016 elemente finite 2-dimensionale cu câte trei noduri şi 1135 noduri. Încãrcarea se face

natural prin forţe uniform repartizate pe daltã şi porţiunea de suport care lucreaza în sol. Se poate

simula şi variaţia acestei forţe cu adâncimea la care se aflã orice punct al organului de lucru în care

se aplicã forţa de rezistenţã. Condiţiile pe frontierã se fac numai prin blocarea (anularea)

deplasarilor liniare, nu şi a celor unghiulare. Un detaliu al condiţiilor pe frontierã şi a încãrcãrii

apare în fig.22.

Fig. 22 Modelul, geometria, încãrcãrile şi condiţiile la limite (fixarea) – detaliu: a – fixarea, b - încărcarea pe daltă.




56

Fig. 23 Starea de deplasare relativã rezultantã, în m, a organului de lucru al subsolierului, la încãrcarea totalã cu

valoarea 7515 N.

Fig. 24 Starea de tensiune echivalentã (Von Mises), în Pa în organul de lucru, pentru încãrcarea cu forta totalã la

valoarea 7515 N.




57

Fig. 25 Starea de tensiune echivalentã (Von Mises) în organul de lucru, in Pa, pentru încãrcarea cu forta totalã la

valoarea 7515 N – detaliu zona de prindere la structura portantã.

În fig. 23 se dă starea de deplasare pentru forţa de solicitare specificată în structura, în m. Se

observã cã valoarea maximã este 1 mm. În fig. 24 si 25 se dã starea de tensiune echivalentã (Von

Mises) în structura, în Pa, pe ansamblu, respectiv în detaliu pe zona de fixare a suportului pe cadrul

subsolierului.

Am afirmat ca existã anumite elemente de construcţie în domeniul maşinilor şi

echipamentelor agricole, care cer analiza pe modele geometrice 3-dimensionale. Acestea nu sunt

puţine la numãr şi, de multe ori, explicarea valorilor rezultate din calcul pentru câmpurile de

deplasare relativã, deformaţie specificã şi tensiune, necesitã explicaţii suplimentare, mai ales pentru

începãtorii în domeniu. Afirmaţia se referã în special la apariţia unor concentratori de tensiune

inexistenţi în realitate, datoritã unor fenomene de deformare plasticã partialã, de foarte micã

întindere spaţiala. Acesta este şi cazul sistemelor de cuplare din fig. 1 al unui tractor şi a altor

elemente de acelaşi tip.

Modelul structural al sistemului de cuplare a fost construit în scopul simulãrii aplicãrii unor

teste pe stand şi apoi verificãrii concluziilor. Este importantã decizia asupra posibilitãţii de a

transfera unele teste din planul fizic (de pe standurile de încercare, în laboratoare) în planul virtual

(simulare pe calculator).

Solicitarea pe hidropuls (fig. 26), a fost aplicatã cu o frecvenţã de aproximativ 12 Hz sub

forma unor cicluri pulsante cu coeficient de asimetrie R=0.05, cum se poate observa din fig. 27.

Modelul structural discretizat cu elemente finite tridimensionale al sistemului de cuplare,

apare în fig. 28, pe componente (furca, bolţul şi ochetul) şi în ansamblu. Acest model, din punctul

de vedere al modelãrii cît mai reale a componentelor sistemului de cuplare (ansamblului), este cel

mai fidel, fiecare componentã fiind modelatã şi discretizatã tridimensional în conformitate cu

dimensiunile şi forma sa. Numai plãcile superioarã şi inferioarã ale furcii sunt puţin diferite de

realitate, avînd grosime constantã. Dupã efectuarea calculului ordinar de rezistenţã şi rezistenţã la

obosealã, aceste plãci ale furcii pot fi studiate în scopul optimizãrii, eventual prin eliminarea acelor




58

elemente finite ale structurii care nu sunt solicitate foarte intens, prin tatonare, ajungîndu-se la

forme posibil de obţinut prin turnare.

Fig. 26 Imagini din diverse unghiuri ale sistemului de cuplare tractor – remorca. Se observã furca şi bolţul.

Fig. 27 Variatia forţei de întindere pe standul de încercare.




59

Fig. 28 Geometria modelului structural al sistemului de cuplare, construit numai cu elemente finite tridimensionale: a –

furca, b-bolţul, c – ochetul cu braţul sãu, d - ansamblul.

Pentru construcţia acestui model au fost folosite 3488 elemente (elementele finite cu numerele 1 –

2176 pentru furcã, elementele finite cu numerele 2177 – 2976 pentru bolţ şi elementele finite cu

numerele 2977 – 3488, pentru ochet). Geometria respectã cotele date în standardul SR ISO 5692.

Fig. 29 Modelul structural discretizat cu elemente tridimensionale al sistemului de cuplare – geometria, condiţiile la

limitã (rezemarea prin încastrare) şi încãrcarea.




60

Fig. 30 Harta stãrii de deplasare relativã rezultantã în modelul structural al sistemului de cuplare.

Fig. 31 Harta stãrii de deplasare rezultantã relativã pe elemente, în modelul structural al sistemului de cuplare, pe

componente pe forma deformatã a structurii.




61

Fig. 32 Harta stãrii de deplasare rezultantã relativã în noduri, pe modelul structural al sistemului de cuplare, pe

componente pe forma deformatã a structurii.

Fig. 33 Modelul structural al bolţului.




62

Fig. 34 Harta color a distribuţiei câmpului deplasãrii relative rezultante, pe configuraţia deformatã a modelului bolţului.

Fig. 35 Efortul încovoietor în diverse secț iuni ale bolţului.

Se remarcã faptul cã modelul din fig. 29, respectã foarte bine geometria şi materialul folosit (oţel),

dar încãrcarea s-a fãcut orizontal şi nu oblic, ca în experiment. Se apreciazã însã cã aceastã

încãrcare la mijlocul bolţului este mai intensã decît cea oblicã. O încercare de înclinare a ochetului




63

faţã de bolţ, mãreşte suprafaţa de contact, dar o şi face difícil de reprezentat, iar informaţiile

suplimentare obţinute nu motiveazã efortul de construcţie suplimentar în special în partea de

discretizare.

În fig. 30 este desenată harta stãrii de deplasare relativã rezultantã în structură, care prezintã o

valoare maximã în extrema la care este aplicatã forţa de tracţiune, ceea ce era de aşteptat. Valoarea

maximã este de 0.231 mm, diferitã de cea datã de modelul 1-dimensional, care însã efectueazã o

încãrcare oblicã, similarã cu cea din experimentele fizice. În orice caz aceastã deplasare este

neglijabilã faţã de gabaritul structurii.

În fig. 31, se dã, pe componente şi pe ansamblu, harta distribuţiei cîmpului tensiunii echivalente

în modelul structural al sistemului de cuplare dintre tractor şi remorcã. Harta pe ansamblul structurii

se dã pe forma deformatã a acestuia, amplificatã cu un factor care sã o facã vizibilã ochiului uman.

Valoarea maximã a tensiunii echivalente în structurã este 304.83 MPa. Atragem atenţia cã

aceastã hartã este harta distribuţiei tensiunii echivalente pe elemente, adicã se dã valoarea medie pe

element. O altã hartã posibilã este cea datã în nodurile reţelei, care însã face supraevaluãri ce nu

trebuie considerate în calcul.

Verificarea separatã a bolţului prin modelare ca structură 1-dimensională (fig. 33) conduce la

rezultatele date în fig. 34 şi 35.

4.5 Modelarea unei structuri complexe

Un exemplu interesant pentru analiza structurală îl constituie o remorcã pe care este

amplasatã o instalaţie chimicã. Scopul analizei era de a realiza o repartiţie echilibratã a utilajelor pe

şasiu, mai precis o repartiţie optimã pe ochiul de cuplare şi pe cele patru roţi ale remorcii. Aceasta

repartiţie asigurã şi o dinamicã corespunzãtoare în mers.

Modelul structural al remorcii apare în fig. 36.

Fig. 36 Modelul structural al remorcii cu instalaţia montatã.




64

Principalele caracteristici inerţiale ale modelului structural din fig. 36 sunt: masa şasiului

remorcii cu trenul de rulare: 381.8 kg; masa suportului (podelei) instalaţiei: 385.2 kg; masa şasiului

remorcii cu rama suport a instalaţiei (podeaua): 767.0 kg; masa celor trei picioare ale vasului : 14

kg; masa vasului de 3000 l: 299.9 kg; masa remorcii cu ramã şi vas (fãrã conductele instalaţiei şi

suporţii acestora): 1066.9 kg; masa totalã: 1177.0 kg; coordonatele centrului de masã: x= 2776.0

mm , y= 101.0 mm, z= 569.6 mm (faţã de calea de rulare z= 569.6+734.91=1304.51 mm, aceasta

fiind înãlţimea realã a centrului de masã al întregului vehicul); coordonatele centrului ochetului de

cuplare la tractor: x= 36.5017 mm, y= 104.47 mm, z= -64.91 mm (faţã de calea de rulare z= 644.21

mm); coordonatele centrului de simetrie al ramei (podelei) instalaţiei: x= 2846.79 mm, y= 104.47

mm, z= 5.00mm; coordonatele centrului de simetrie al şasiului remorcii: x= 2902.44 mm, y= 104.47

mm, z= -94.91 mm; distanţa de la centrul ochetului la osia faţã a remorcii: 2465.9383 mm; distanţa

de la centrul ochetului la osia spate a remorcii: 3165.9383 mm; distanţa între osii: 700 mm; distanţa

de la centrul ochetului la centrul roţilor faţã ale remorcii: 2615.9383mm; distanţa de la centrul

ochetului la centrul roţilor spate ale remorcii: 3315.9383mm; înãlţimea structurii, mãsuratã de la

nivelul cãii de rulare: 4733.91 mm; lungimea totalã a remorcii : 4400.2783 mm; lãţimea totalã a

remorcii: 2270.2 mm; ecartamentul ambelor punţi ale remorcii: 1957.4 mm.

Modelul este de tip hibrid (are trei tipuri de elemente finite), având un numãr de 2131

elemente finite şi 1628 noduri. Reacţiunile modelului se calculeazã în nodurile : 414, 551, 575, 599,

623, pentru modelul corespunzãtor structurii aflate în transport şi 417, 551, 575, 599, 623, pentru

modelul corespunzãtor structurii care se gãseşte în stare de operare, la staţionar. Valorile

reacţiunilor sunt date în tabelul 1. Încãrcarea masicã totalã este de 1157 kg, adicã o forţã de greutate

corespunzãtoare: 11350.17 N.

Tabelul 1 Distribuţia reacţiunilor pe punctele de rezemare ale modelului la stationar.

Reazemul Rx, N Ry, N Rz, N

Punct cuplare (414) 0.0 0.541 618.7

Stînga spate (551) 0.0 -366.5 2169.0

Dreapta spate (575) 0.0 368.5 2189.0

Dreapta faţã (599) 0.0 559.4 3293.0

Stînga faţã (623) 0.0 -562.0 3273.0

Total 0.0 0.059 11542.7

Valorile încãrcãrilor principale sunt:

-încãrcarea masicã pe punctul de cuplare: 63.07 kg;

-încãrcarea masicã pe osia faţã: 669.32 kg;

-încãrcarea masicã pe osia spate: 444.24 kg;

-încãrcarea masicã pe partea stângã: 554.74 kg;

-încãrcarea masicã pe partea dreaptã: 558.82 kg.

Încãrcarea pe osii este de 1113.56 kg şi nu depãşeşte valoarea limitã impusã (2000 kg). Încãrcarea

pe punctul de cuplare este mai micã decât limita maximã impusã (100 kg).

Pe acest model s-au fãcut studii multiple de stabilitate la viraj dreapta sau stanga, pe cãi de

rulare înclinate la unghiuri ajungând pâna la 35°. S-au obţinut hãrţi ale distribuţiei deplãsarii

relative rezultante în structurã, fig. 37 şi a stãrii de tensiune echivalentã, fig. 38.

În stare de operare staţionară, vasele se umplu cu diverse lichide. Starea de solicitare în

structurã se schimbã. Solicitarile corespunzãtoare apar în fig. 39 şi 40. Dacã deplasarea relativã

rezultantã nu pune probleme, tensiunea maximã în structurã pare a fi mare. Valoarea maximã se

localizează într-o zonă de arie redusă, din cauza unei rezemări pe partea din faţă într-un singur nod,

ceea ce nu se întâmplă în realitate, zona de rezemare fiind mai mare. În fig. 41 se observă scăderea

valorii maxime a tensiunii imediat ce zona de sprijin creşte ca arie.




65

Fig. 37 Starea de deplasare relativã rezultantã în structurã, în configuraţia de transport.

Fig. 38 Starea de tensiune echivalentã în structurã, în configuraţia de transport.




66

Fig. 39 Harta deplasãrii relative rezultante (deformaţiei) structurii, în lucru.

Fig. 40 Harta tensiunii echivalente în structura aflatã în lucru.




67

Fig. 41 Modificare de rezultate la refecerea zonei de sprijin a remorcii în stare de operare staţionară.

4.6 Modelarea unui dispozitiv de măsurare a forţei de tracţiune caracteristică unui organ de

lucru

Un alt exemplu simplu de structură testată este dispozitivul de măsurare a forţei de tracţiune

caracteristică unui singur organ de lucru. Acest dispozitiv a fost elaborat în scopuri de cercetare

experimentală, pentru perfecţionarea organelor maşinilor destinate prelucrării solului. Cu ajutorul

dispozitivului se pot măsura forţele necesare tracţiunii unui singur organ de lucru, se pot urmării

efectele acestuia în sol fără influenţa altor organe şi, în consecinţă se pot optimiza dimensiunile şi

forma acestuia. Dispozitivul a fost numit DMRT-0.




68

Structura în ansamblu şi elementele de măsurare apar în fig. 42, iar modelul structural apare

în fig. 43. În fig. 44 se dă harta elementelor structurii. Harta unora dintre mărimile de stare în

structură la aplicarea unei forţe pe direcţia axei longitudinale a dispozitivului, la nivelul organului

de lucru, se pot vedea în fig. 45. Analiza nu s-a efectuat pentru verificarea la rezistenţă, ci pentru a

verifica modul în care dispozitivul poate reda prin calcul forţa de rezistenţă la tracţiune rezultată din

contactul dintre organul de lucru şi sol. S-au verificat astfel, prin simulare şi proprietăţi de

biunivocitate ale sistemului de măsurare, pentru a fi siguri de faptul ca un efect are o singura cauză

şi reciproc.

Fig. 42 Dispozitiv pentru măsurarea forţei de tracţiune pentru un organ de lucru: structura ansamblu, stânga şi

elementele de măsurare, dreapta.

Fig. 43 Modelul structural al structurii portante a dispozitivului pentru măsurarea rezistenţei la tracţiune a unui organ de

lucru.




69

Fig. 44 Detalii ale hărţii elementelor modelului structurii portante a DMRT.

Fig. 45 Rezultate ale analizei structurale :a – forma deformată, b- deplasarea relativă rezultantă, c- componenta σy a

tensorului tensiune Cauchy şi d – tensiunea echivalentă (Von Mises) în structură.




70

4. 7 Concluzii

Avănd în vedere definiţiile şi exemplele din subcapitolele precedente, se pot formula câteva

concluzii utile în activitatea operatorului în domeniul proiectării asistate de calculator:

-se recomanda întotdeauna abordarea unei probleme de analizã structuralã cu modele geometrice cât

mai simple iniţiativa aparţine operatorului în domeniul proiectării asistate de calculator, dacă

specialistul în proiectare asistată de calculator, structuralistul care efectuează analiza şi modelarea

matematică completă, nu cere o modelare geometrică explicită pe fiecare substructură;

-pentru creşterea vitezei de lucru şi pentru uşurinta detectării erorilor de proiectare sau programare,

se recomandã pentru primul model al fiecarei structuri folosirea a cât mai puţine substructuri 2 şi 3-

dimensionale, adicã evitarea pe cât posibil a elementelor finite 2 si 3-dimensionale;

Acestea sunt criterii care stau la baza modelării geometrice, atribut care, în viziunea noastră

este al operatorului în domeniul proiectării asistate de calculator în echipa de analiză structurală,

atât timp cât ne există indicaţii precise din partea structuralistului care conduce analiza (care

efectuează şi modelarea matematică a structurii).

De reţinut:

1) Definiţia entităţilor ideale: bara, firul, placa;

2) Modelarea geometric a structurilor ideale prin entităţi geometrice ideale, procedee, exemple;

3) Estimarea încadrării unui corp real într-una dintre categoriile de entităţi ideale;

4) Concluzii utile în activitatea de modelare geometrică;




71

VERIFICAREA REZISTENŢEI PE STRUCTURI CU ELEMENTE FINITE

UNIDIMENSIONALE

Acest capitol uneşte în titlu două noţiuni care sunt cele mai simple, fiecare în categoria ei de

probleme: verificarea la rezistenţã este cea mai simpla analizã posibilã în analiza structuralã, iar

elementele finite 1-dimensionale sunt cele mai simple elemenete finite, având cele mai simple

ecuaţii definitorii precum şi condiţii la frontierã.

Am aratat cã, în cadrul unei echipe de analizã structuralã, operatorul CAD poate elabora

modelul geometric, ceea ce include idealizarea geometriei la modelele simple ale mecanicii

mediilor continue: bare, plãci, ambele drepte sau curbe, subţiri sau nu. Cel mai simplu model pentru

majoritatea structurilor de bare este modelul cu elemente 1-dimensionale, uşor manevrabil, rapid şi

simplu de înţeles. Acesta este primul pas în modelarea complexã a structurilor, binenţeles acolo

unde aproximarea realitãţii prin elemente 1-dimensionale este posibilã. Tot aşa sunt structurile care

se modeleazã prin elemente 2-dimensionale: porţiuni de suprafaţã finite, plane sau curbe.

Dacã despre modelarea geometricã s-a scris în primul capitol, ca fiind atbuitã aproape

exclusiv operatorului CAD în echipa de lucru (analiza structuralã), despre verificarea la rezistenţã

se va scrie mai mult în acest capitol, iar exemplele care se vor da vor arãta ca şi operatorii CAD pot

efectua cele mai simple dintre operaţiunile acestei analize sub atenta supraveghere a specialistului

CAD, lãsând astfel mai mult timp acestuia din urmã sã gandescã şi sã creeze modele complexe cu

ajutorul cãrora sa obţinã performanţe superioare ale proiectului.

5.1 Algoritmul de desfăşurare a analizei statice – verificarea la rezistenţă

Analiza structurală cea mai răspândită în lumea structuraliştilor din domeniul mecanicii este

analiza statică liniară, care, în mare parte include ceea ce în inginerie se numeşte verificarea la

rezistenţă. Algoritmul de bază al acestei analize apare în fig. 1.

În afara a ceea ce se observă clar în algoritm, mai trebuie făcute următoarele precizări:

-elementele finite cu care se lucrează sunt, de obicei liniar elastice (structurile mecanice obişnuite

nu trebuie să depăşească o anumită fracţiune din domeniul liniar elastic);

-criteriile de rezistenţă aplicate sunt cele care se găsesc în literatura de rezistenţa materialelor

clasică, de exemplu în [13], pag. 36, unde sunt numite condiţii de rezistenţă;

-dacă criteriile de rezistenţă nu sunt satisfăcute, deşi indicaţia săgeţii conduce la primul pas, nu este

neapărat nevoie să fie modificate toate datele introduse, de multe ori fiind suficientă modificarea

minimă a grosimii sau formei sau dimensiunii unui profil, de exemplu.

Dintre paşii de lucru ai algoritmului dat în fig. 1, pasul cu numãrul 1 şi pasul cu numãrul 10

sunt paşi pe care poate sã îi execute operatorul CAD. Pasul 2 este ales implicit în acest algoritm şi

este un pas prezent în toţi algoritmii de lucru. În acest caz la pasul 2 se desemneazã analiza care

face verificarea la rezistenţã. Pasul al treilea aparţine specialistului CAD întrucât trebuie sã decidã




72




73

Fig. 1 Algoritmul de desfăşurare al analizei statice-verificare la rezistenţă.

mai multe tipuri de elemente finite posibile, dupã tipul de geometrie – bare, suprafeţe, corpuri

tridimensionale. Chiar dacã în acest capitol se restrânge analiza staticã numai la structuri cu

elemente 1-dimensionale, alegerea tipului de elemente finite 1-dimensionale este încã dificilã (fire

sau bare care pot prelua anumite tipuri de eforturi, ceea ce presupune cunoştinţe de rezistenţã

materialelor destul de avansate).

Pasul al patrulea este relativ simplu în aceasta analizã întrucât singurele caracteristici ale

materialelor, care trebuie introduse, sunt modulul de elasticitate – pentru verificarea la rezistenţã a

majoritãţii structurilor uzuale – E şi coeficientul lui Poisson, ν. De asemenea, pentru controlul în

masa structurii şi pentru cazul în care se ia în consideraţie încãrcarea gravitaţionalã a structurii,

trebuie introdusã şi densitatea de masã, ρ. Este bine ca aceastã caracteristicã a materialului sã fie

intrdusã şi în vederea analizei frecvenţelor proprii ale structurii, care nu se poate face fãrã

cunoaşterea densitãţii materialelor din care este construitã structura.

Paşii de la 5 la 9 sunt apanajul exclusiv al specialistului CAD şi nu se recomandã

operatorilor CAD decât dacã au o experienţã mare în domeniu, chiarî aceste condiţii numai cu

condiţia supervizãrii de cãtre specialistul CAD.

Pasul 10 l-am descris deja ca aparţinând operatorului CAD, cu indicaţiile specialistului

CAD, culegerea şi stocarea datelor fiind descrisã în capitolul al treilea al programului de formare.

În sfârşit, paşii 11 şi 12 revin specialistului CAD în aceeaşi mãsurã ca paşii 5...9, iar ultimul pas, al

treisprezecelea poate fi fãcut din nou de operatorul CAD dar trebuie verificat şi structural de

specialistul CAD.

5.2 Exemple de verificare la rezistenţã pe modele 1-dimensionale

Un prim exemplu foarte des intâlnit în industria echipamentelor şi maşinilor agricole şi care

se preteazã foarte bine la acest model de analizã, este dat de structurile portante ale plugurilor,

cultivatoarelor, grapelor, în general structuri portante ale tuturor maşinilor agricole. Astfel de

structuri sunt date în fig. 9 de la tema 4.

Geometria structurilor portante este destul de simplã, mai ales redusã la bare

unidimensionale (care se idealizeazã prin axa lor aşa cum este descrisã în primul capitol), mult mai

simplu de generat pentru operatorul CAD decãt dacã ar descrie aceeaşi structurã ca model

geometric 3-dimensional. Modelarea poate depãşi cadrul maşinilor tractate, purtate sau semipurtate,

incluzând sistemul de legare la tractor. Cum, de obicei, aceste structuri sunt construite din oţeluri,

modulul de elesticitate E şi coeficientul lui Poisson au valori situate în jurul lui 2.05·1011

– 2.2·1011

N/m2, respectiv 0.28 – 0.30.

Rezultatele analizei, în special cele necesare aplicarii criteriilor de rezistenţã, sunt şi ele

simple şi constau în valorile maxime ale tensiunii echivalente (Von Mises1). De multe ori se verificã

şi sãgetile structurii (deformaţiile sau deplasãrile relative maxime pe diferite direcţii), astfel încât se

extrag şi valorile maxime ale deplasãrii relative rezultante sau valorile acesteia în anumite locaţii

cerute de proiectant sau de specialistul CAD care se ocupã de modelarea structurii şi de analiza

staticã a acesteia. Uneori aceste date sunt foarte importante pentru calitatea lucrãrilor efectuate de

maşinile şi echipamentele agricole. De exemplu o sageatã excesivã a unei aripi de udare poate

1 Tensiunea echivalentã sau Von Mises se defineşte dupã formula:

2 2 21 2 2 3 3 1( ) ( ) ( )

2e

în care σ1, σ2 si σ3 sunt valorile prprii ale tensorului tensiunilor al lui Cauchy.




74

modifica negativ distribuţia concentraţiei de soluţie administrate sau pentru un plug cu cadru lung

(numãr mare de organe de lucru), poate însemna neuniformitãţi apreciabile în adâncimea de lucru.

Toate aceste rezultate pot fi extrase dupã terminarea anlizei, de cãtre operatorul CAD.

Un alt exemplu din aceeaşi categorie este cadrul cu suporţii organelor de lucru ale maşinii

complexe destinate lucrãrilor solului MATINA. Modelul geometric apare in fig. 10 de la tema 4.

Discretizarea, încarcările şi condiţiile la limite pentru modelul structural al maşinii

MATINA, sunt date în fig. 11 din tema 4. În fig. 12 şi 13 de la tema 4, se dau stãrile de deplasare

relativã rezultantã (deformaţia), respectiv de tensiune echivalentã (Von Mises) în structurã. Starea

de deplasare relativa rezultanta se foloseşte în evaluarea sãgeţii maxime comparându-se cu cea

admisibilã, iar starea de tensiune echivalentã în structurã, se comparã cu tensiunea admisibilã pentru

fiecare barã, calculatã ţinând seama de materialul din care este facutãş de faptul ca barele cadrelor

maşinilor agricole destinate lucrãrilor solului sunt supuse la cele mai grele încercãri: solicitari

complexe întindere-compresiune-încovoiere şi torsiune, în regim vibrator aleator, cu cvasicicluri

simetrice.

O structura puţin mai complicatã se obţine atunci cand se doreşte o încãrcare cât mai

apropiatã de cea realã a structurii portante a unui plug şi, pentru aceasta, se introduc în model

brazdarele şi cormenele. Acestea se modeleazã ca elemente 2-dimensionale, suprafeţe plane sau

curbe. Aceasta modelare este o problemã pe care o poate rezolva de asemenea operatorul CAD. În

acest fel a luat naştere un model de tipul celui al plugului reversibil PRS-5 a carui fotografie apare

in fig. 14 de la tema 4. Acest model este un model hibrid, deoarece foloseşte douã tipuri de

elemente finite, elemente de tip barã pentru structura portantã şi elemente de tip placã pentru

cormene.

Modelul structural al acestui plug a fost folosit şi pentru îmbunãtãţirea caracteristicilor

fenomenului de reversare, estimarea eforturilor în barele structurii portante în timpul reversãrii, mai

ales în bara de lungime variabila care a simulat cilindrul hidraulic. În plus, s-a calculat

comportamentul structurii şi în poziţia de transport, prin simularea unor solicitari maximale.

Gabaritul mare al acestui utilaj în transport impune un studiu de comportament în viraje şi de

stabilitate.

Modelul structural simplificat pentru studiul rapid al reversarii a concentrat masa trupitelor

şi roţii de sprijin în elemente de tip masã. Acest model apare in fig. 15 de la tema 4. Modelul

structural care include şi trupiţele apare in fig. 16 de la tema 4. Plãcile care modeleazã cormanele şi

brãzdarele sunt discretizate cu elemente 2-dimensionale de formã triunghiularã. Modelul structural

al plugului în poziţie de transport este dat în fig. 17 de la tema 4. Rezultatele simulãrii

comportamentului plugului în poziţia de transport apar în fig. 18 şi 19 de la tema 4. Se observã cã

sãgeata maximã este sub 5 mm, iar tensiunea echivalentã maximã în structurã este mai micã decât

10 MPa, valoare neglijabilã în raport cu limita admisibilã situatã începând de la 60 – 70 MPa în sus.

Scopul principal al modelului structural al plugului PRS-5 a fost simularea fenomenului de

reversare, mai precis determinarea variaţiei tensiunii în cilindrul hidraulic funcţie de poziţia

elementelor care se rotesc în timpul acestui fenomen. Curba de variaţie a tensiunii în cilindru s-a

asimilat cu curba de variaţie a presiunii în cilindrul hidraulic, fiind folositã în calcule de optimizare

a acţiunii de reversare, în scopul de a diminua şocurile şi neuniformitãţile. Pe modelele complexe s-

a modelat ca placã şi roata de sprijin.

Un alt exemplu simplu de structură testată se referă la dispozitivul de măsurare a forţei de

tracţiune pentru un organ de lucru. Acest dispozitiv a fost elaborat în scopuri de cercetare

experimentală, pentru perfecţionarea organelor maşinilor destinate prelucrării solului. Structura în

ansamblu şi elementele de măsurare, modelul structural 1D şi distribuţia unor mãrimi de stare în

structurã, apar în fig. 42 – 45 de la tema 4. Se poate observa pe acest exemplu legãtura între

modelul 1D al structurii şi structura fizicã (modul în care axele barelor respectã geometria).




75

Alte structuri care au fost modelate prin elemente 1-dimensionale şi au fost verificate cu

succes la rezistenţã, sunt: şasiurile combinelor autopurtate şi tractate, ale autocamioanelor,

remorcilor şi altor mijloace de transport. Multe dintre aceste structuri au fost subiectul unor analize

complexe, datorită volumului mare de informaţii pe care trebuiau să le furnizeze. Pentru aceasta s-a

folosit metoda de analiză prin complexificare treptată. Metoda de analiză prin complexificare

treptată începe analiza pe cele mai simple modele posibile (construite cu cât mai multe elemente

finite 1D, de exemplu, pentru analiza structurală) ale unei structuri date şi treptat, pe măsură ce

trebuie introduse noi rezultate, se înlocuiesc unele substructuri cu elemente mai fidele geometriei

reale. Ca un criteriu de corectitudine, rezultatele acceptate la un nivel de complexificare trebuie să

nu fie foarte mult depărtate de cele ale nivelului inferior.

De reţinut:

1) Definirea analizei statice şi verificarii la rezistenţă pentru structuri elastic-liniare;

2) Valorificarea rezultatelor analizei;

3) Paşii algoritmului de analiză statică – verificare la rezistenţă, care pot fi abordaţi de operatorul

în domeniul proiectării asistate de calculator.;

4) Exemple de structuri analizate static, rezultate principale;

5) Noţiuni de strategie de lucru la modele complexe – metoda de analiză prin complexificare

treptată.




76




77

ROLUL MATERIALELOR NOI ÎN CREŞTEREA PERFORMANŢEI

PROIECTĂRII ASISTATE DE CALCULATOR ŞI MODELARE 6.1 Generalităţi

În fabricaţia de înalt nivel actuală, materialele noi – materiale compozite, materiale

ceramice, nanomaterialele – sunt folosite din ce în ce mai mult. Acestea au substituit în general

materialele metalice conferind în primul rând o greutate mai mică structurilor în care au fost

integrate. Greutatea mai mică are consecinţe imediate asupra manevrabilităţii şi asupra

consumurilor energetice necesare pentru a transporta sau a lucra cu aceste structuri. Mai mult decât

atât, în unele cazuri, materialele compozite cu care au fost substituite părţile metalice ale

structurilor, au depăşit şi ca rezistenţă mecanică vechile componente. În special nanomaterialele au

rezistenţe mecanice deosebite, cel puţin la unele materiale textile de folosinţă specială. În general

părţile construite din materiale noi în structuri le fac pe acestea mai uşor de întreţinut, mai rezistente

la agenţii meteorologici şi îmbătrânesc mai încet decât unele metale. De asemenea se aminteşte

faptul că unele compozite se comportă mai bine decât metalele la şocuri.

În industria maşinilor şi echipamentelor agricole materialele noi au pătruns mai greu, dar

încet, încet şi-au făcut loc. În cazul structurilor de rezistenţă ale maşinilor problema folosirii

materialelor noi nu se pune încă pentru că nu avem bare din compoziţi, nanomateriale sau materiale

ceramice capabile să reziste la fel de bine pe orice direcţie, la solicitări lente sau şocuri, în regimuri

statice sau dinamice, regimuri de lucru la care sunt supuse, de exemplu structurile portante ale

plugurilor, grapelor, cultivatoarelor, şasiurile remorcilor agricole, precum şi ale altor utilaje

agricole. În schimb materialele compozite au pătruns în construcţia recipienţilor folosiţi la diverse

maşini: maşini de stropit, cisterne, etc. De asemenea materialele compozite se pretează la

construcţia de apărători, pereţi de compartimentare, elemente de protecţie.

Tot în industria maşinilor agricole s-au introdus în ultimele decenii structuri compozite şi

materiale ceramice în construcţia unor cormene ale unor pluguri, urmărindu-se creşterea rezistenţei

la uzură. Aceşti compoziţi se obţini prin tratamente şi metalul cormenelor însăşi, supus unor astfel

de tratamente se transformă într-un compozit fie prin tratamente termice, sau termo-mecanice, fie

prin tratamente chimice. S-au dat astfel de aplicaţii la tema 2. Astfel plăcile curbe care idealizează

cormenele devin materiale compozite, stratul superficial exterior, cel puţin pe anumite zone, având

proprietăţi sensibil diferite de materialul intern. Aceeaşi este situaţia la brăzdare, plazuri, etc, în

general la organele de lucru care operează în contact direct cu solul.

Tot în categoria materialelor supuse la uzură intră şi duzele de maşinile de stropit, despre

care s-a scris la tema 2. Soluţiile vechi, bazate pe metale, în general neferoase, s-au dovedit mai

sensibile la abraziune decât materialele ceramice, mai nou folosite. Uzura mai lentă a acestora, în

aceleaşi condiţii de lucru, a făcut ca utilizarea materialelor ceramice în această zonă să se

generalizeze.

În general, în industria alimentară materialele compozite se folosesc cu atenţie deosebită

întrucât prin contactul cu alimentele pot avea loc reacţii chimice şi acestea ar putea conduce la




78

deteriorarea alimentelor sau, mai rău, s-ar putea ca alemente din aceste materiale sau combinaţii ale

acestora cu componentele chice ale alimentelor să ajungă în corpul uman, conducând la consecinţe

greu de anticipat.

Există, la ora actuală, o serie de preocupări cu caracter ecologic, care se manifestă puternic

în zona materialelor noi, vizând fabricarea unor noi tipuri de materiale din deşeuri rezultate în urma

procesării produselor agricole. Una dintre direcţiile interesante, [23], care deja se aplică pe scară

destul de largă, este fabricarea ambalajelor din materiale pe bază de amidon, de exemplu. S-au creat

şi se folosesc deja în comerţ pungi construite din amidon, aceste având o rezistenţă mecanică

suficientă pentru transporturi uşoare. Prin cercetări ulterioare se poate ca aceste materiale, prin

armare cu fibre organice mai rezistente, să capete utilizări şi la ambalajele pentru produse grele sau

chiar în zone cu solicitări mecanice mai mari, [23].

6.2 Modelarea unor structuri din materiale compozite-modele macrostructurale

Modelarea macrostructurală a materialelor compozite înseamna descrierea acestora prin

proprietăţi globale care diferă pe direcţii sau/şi straturi. Acest tip de model se generează simplu

folosind elementele finite din biblioteca programelor de elemente finite folosite şi completând exact

valorile caracteristicilor elastice sau elasto-plastice care le caracterizează (obţinute din certificatele

care le caracterizeazã sau din standarde). Aceste modele nu pot simula exact fenomenele care au loc

pentru fiecare componentã a materialului compozit (fibre, matrice), ci numai pentru materialul

compozit în întregime. Macromodelele sunt modele fenomenologice şi simulează global

comportamentul compozitelor, [14].

Pentru exemplul modelului fenomenologic de materiale compozite, am ales un rezervor

cilindric, a cărui model discretizat apare în fig. 1 împreună cu condiţiile pe frontieră care fixează

rezervorul pe un suport. În aceeaşi fig. 1, este dată şi încãrcarea prin presiune normală internă.

Fig. 1 Modelul structural al rezervorului.




79

Rezervorul are diametrul de 0.2 m şi 0.5 m lungime. Presiunea internă este uniformã şi

normală la pereţi, având valoarea 100000 N/m2.

Pentru comparaţie, se vor studia paralel două cazuri, rezervorul din material metalic (oţel) şi

rezervorul din material compozit. Materialul metalic are tensiunea limită de curgere 220 Mpa.

Peretele rezervorului metalic are grosimea de 2 mm. Rezervorul din material compozit are peretele

construit din 10 straturi de material compozit (stratul cu indicele 1 la interirorul cilindrului), fiecare

cu 0.5 mm grosime, straturile de indice par având fibrele orientate în lungul rezervorului, iar

straturile impare avand fibrele orientate perpendicular pe fibrele straturilor pare. Capetele

rezervorului construit din material compozit sunt construite în acelaşi mod, iar ataşarea capetelor se

face printr-o tehnică ce asigură comportamentul sigur al îmbinãrilor. Fixarea cilindrului se face pe

două zone semicirculare la capete, ca în fig. 1.

Fig. 2 Harta deplasãrilor relative rezultante în rezervorul metalic.

Fig. 3 Harta deplasãrilor relative rezultante în rezervorul construit din material compozit.




80

Se observã cã deplasarea relativã rezultantã (deformaţia) semnificativã, ux, este cu aproximativ 43

% mai mare la rezervorul metalic. Deformaţiile radiale sunt foarte mici, dar diferã la cele douã

structuri, fiind mai mare la rezervorul construit din material compozit decât la rezervorul construit

din metal. Starea de deplasare relativă rezultantă (deformaţia) în rezervoarele construite din cele

două tipuri de materiale apar în fig. 2 şi 3.

O reprezentare a stării de tensiune echivalentă în materialul compozit pe straturi (valori

maxime), apare în fig. 4.

Fig. 4 Distribuţia tensiunii pe starturile compozitului din care este construit rezervorul.

Lucrând în domeniul elastic liniar, s-a crescut încărcarea pâna la 200000 N/m2, caz în care în al 10-

lea strat al compozitului s-a ajuns la tensiunea echivalentã cu valoarea 90.22 Mpa. Procedând în

mod similar se poate determina la ce presiune învelişul rezervorului din material compozit ar ceda.

Cilindrul din material compozit are masa 3.388 kg, iar cel din metal, 5.911 kg.

6.3 Analiza materialelor compozite la nivel de microstructurã

În cazul în care utilizatorii lucrează într-un domeniu în care folosesc materiale compozite a

căror proprietăţi trebuie sa le deducă sau produc materiale compozite şi în faza de proiectare doresc

să simuleze comportamentul acestora şi să prognozeze performanţele lor, se pot folosi programele

de analiză structurală în scopul modelării microstructurale a materialelor compozite. Simularea

funcţionarii acestora pot facilita estimarea macroproprietăţilor acestora: modulul de elasticitate,

limita de plastificare, dacă există, deformaţia şi tensiunea limita de rupere, curbe caracteristice, etc.

Pentru macromodele toate aceste caracteristici sunt determinate experimental. Pentru aceasta

materialul trebuie mai întâi fabricat şi este mult mai costisitor a fabrica mai multe variante şi a le

încerca decât să se încerce simularea funcţionarii lor. Se poate folosi o unică verificare (dacă

aceasta reuşeşte) şi apoi se pot simula pe calculator comportamentele mai multor tipuri de materiale

compozite care variază puţin în raport cu varianta fabricată. Prin astfel de procedee se pot ameliora

calităţile materialelor compozite.

În modelele microstructurale cu elemente finite ale materialelor compozite, se pot folosi

pentru modelarea fibrelor elemente de tip fir sau bară subţire, iar pentru matrice elemente de tip

placă sau corp tridimensional. Se consideră că fiecare componenta are caracteristicile de material

cunoscute suficient de exact. Astfel de modele geometrice sunt la îndemâna operatorilor CAD, bine

monitorizaţi de specialiştii CAD. Cea mai mare dificultate la aceste modele constă în scara la care

se lucrează, datorită densităţii fibrelor în matrice şi limitării numărului de elemente finite,

dimensiunile porţiunii de material compozit obţinute fiind destul de mici.

Un material compozit obţinut prin reprezentarea fibrelor ca fire şi a matricii ca elemente de

tip plan, este cel a cărui schemă de discretizare, fixare şi încãrcare apare în fig. 5.




81

Un alt model de acelaşi tip este dat în fig. 6, unde s-a simulat existenţa unui defect în

material. Consecinţele solicitării unei porţiuni de material compozit cu defect – fibra ruptă sau gol

de fibră – sunt constatate în distribuţia deplasărilor relative rezultante şi tensiunilor echivalente sau

ale altor componente ale tensorului tensiunilor al lui Cauchy în microstructură (fig. 7).

Pe baza unor experimente numerice (rulări ale programului de analiză la diverse valori ale

încărcării şi pe diverse direcţii, facând raportul dintre sarcinã şi aria secţiunii (sau în alte modele

deplasarea pe direcţia sarcinii) se pot estima diferite componente ale tensorului modulilor de

elasticitate.

De asemenea, simularea, urmărind şi apariţia valorilor limită în tensiune sau deformaţie,

permite şi estimarea comportamentului materialului compozit în caz de avarie. Se poate încerca

comparaţia reacţiei unui astfel de material la şocuri şi compara reacţia acestuia cu reacţia

materialelor metalice sau comparaţia între două materiale compozite. Literatura de specialitate arată

că, în general, materialele compozite preiau mai bine şocurile. Astfel de materiale pot fi folosite pe

scară largă în industria echipamentelor agricole şi industriei alimentare la pereţi desparţitori, cutii şi

recipiente, apãrãtori, etc.

Fig. 5 Modelul structural al microstructurii unui material compozit (o portiune de material compozit), fixat si incarcat

pe direcţia fibrelor.




82

Fig. 6 Comparaţie intre hartile tensiunilor Von Mises in portiunea de material compozit incarcat pe directia fibrelor

(stanga) şi încărcat perpendicular pe aceasta directive.

Fig. 7 Simularea unui material compozit cu defect (fibra ruptă) – stanga şi consecintele –drepata: harta deplasărilor

relative şi tensiunii echivalente.

De reţinut:

1) Modelarea macrostructurală a materialelor compozite;

2) Modelarea microstructurală a materialelor compozite;

3) Avantaje ale folosirii materialelor compozite în proiectare şi fabricaţie (optimizarea greutăţii

structurilor, simplificarea procedurilor de întreţinere, comportament mai bun la şocuri în multe

cazuri);




83

ANALIZA EŞECURILOR ŞI AVARIILOR ÎN CONSTRUCŢIA

ECHIPAMENTELOR TEHNICE SPECIFICE

Acest tip de aplicaţie a analizei structurale, foarte pretenţioasă, a fost întrodusă în programul

de formare al operatorului în domeniul proiectării asistate de calculator pentru a i se explica

utilitatea modelării geometrice la diferite nivele de analiză şi competenţă. Operatorul în proiectarea

asistată de calculator trebuie să fie capabil să construiască oricare dintre modelele geometrice care

apar în această temă. Mai mult decât atât el trebuie să respecte un principiu foarte important,

anume, acela al preciziei constructiei. Mai exact aceasta înseamnă că precizia de localizare a

punctelor trebuie să fie cea cerută de programul de analiză structurală (care este setat pentru o

anumită distanţă maximă de condensare a nodurilor. Acest aspect trebuie avut în vedere mai ales

atunci când se lucrează cu programe CAD (de exemplu AutoCAD) la construcţia modelului

geometric.

7.1 Structuri supuse la fenomene de obosealã

O structurã complexã prin geometria ei este cuţitul de la combinele de recoltat cereale.

Aceste organe au avut numeroase probleme de uzurã, ele lucrând într-un regim deosebit de greu:

uzuri prin frecare cu reazeme, uzuri prin frecare cu materialul tãiat, temperaturi înalte generate de

frecãri, miscãri vibratorii de frecvenţa mare.

S-a constatat că cedarea prematură a grinzii suport a lamelor aparatului de tăiere al

combinelor de recoltat cereale, apare ca rezultat al unui proces complex de uzură a pereţilor găurilor

executate în grindă şi în care se fixează niturile care prind lamele pe grindă. Gaura situată pe

mijlocul grinzii supusă la încovoiere, întindere şi compresiune, este un puternic concentrator de

tensiune. Ţinînd seama de frecvenţa mare de oscilaţie longitudinală a grizii şi implicit de oscilaţie

de încovoiere datorită perturbaţiei date de aparatul de transmitere a mişcării la capătul activ al

grinzii), 7 Hz, timp de 10 ore pe zi şi 100 zile pe campanie, rezultă un număr de aproximativ

25000000 de cicluri de solicitare pe campanie. Gaura (fiind un foarte puternic concentrator de

tensiune), se lărgeşte, nitul capătă jocuri şi, după ce jocul devine mare, cedarea survine la scurt

timp.

Aspectele de mai sus sunt foarte bine scoase în evidenţă de modelul simplificat al grinzii

considerat în această lucrare. Modelul structural apare în fig. 1, în care apar şi valorile deplasărilor

perturbatoare la capătul activ al grinzii: 15 mm vertical şi 5 mm lateral. Rezemările intermediare

corespund ghidajelor aparatului de tăiere. Deoarece în [15], [16] şi [17] am demonstrat că

principalul factor implicat în cedarea prematură a grinzii este perturbaţia în deplasare introdusă la

capul de transmitere a mişcării, nu am mai considerat şi incărcările inerţiale şi cele date de frecarea

dintre grindă şi ghidaj şi frecarea dintre cuţite şi materialul tăiat, deşi şi acestea contribuie la cedare.

Capul de transmitere a mişcării nu mai apare decît ca porţiunea dintre cele două bucăţi de platbandă

care alcătuiesc partea activă a grizii suport a lamelor. Porţiunea mai groasă a grinzii este formată

din trei bucăţi de platbandă de lăţime 20 mm şi grosime 5 mm, suprapuse pe lăţime, deci prima




84

parte a grinzii are grosimea de 15 mm, această porţiune fiind formată din primele patru regiuni din

fig. 1 situate la capătul din stînga sus, capăt în care se aplică şi perturbaţia. Următoarele şase regiuni

corespund porţiunii de grindă prevăzută cu întăritură, formată din două bucăţi de platbandă

suprapuse. În sfîrşit, porţiunea formată din grinda simplă începe cu regiunea a unsprezecea, de la

care în sus, grosimea platbandei este de numai 5 mm. Deoarece am neglijat forţele inerţiale şi

frecările, au fost reprezentate numai patru regiuni din această porţiune a grinzii. Fiecare dintre

regiuni are lungimea de 75 mm, găurile (cîte două pe fiecare regiune) avînd diametrul de 5 mm.

Materialul din care este construită grinda are modulul de elasticitate longitudinal E= 2.1 1011

N/m2,

coeficientul lui Poisson, = 0.3 şi densitatea de masă, = 7850 Kg/m3.

Curba caracteristică a materialului (oţel) , în sistem logaritmic, este dată în fig. 2. Pentru a putea

face analiza la oboseală am făcut mai întîi o analiză statică liniară (presupunînd că solicitarea la care

este supusă structura este în întregime în domeniul elsatic-liniar, în caz contrar analiza trebuind să

fie una neliniară pentru care este necesară şi curba tensiune – deformaţie în domeniul neliniar

corespunzătoare oţelului din care este construită structura). Rezultatul principal al acestei analize

este tensiunea echivalentă, dar pentru verificare se dau atît starea de deplasare relativă reazultantă

(fig. 3) cât şi starea de tensiune echivalentă (fig. 4) în structură, obţinute în urma solicitării aplicate

conform fig. 1.

Fig. 1. Modelul structural al grinzii suport a lamelor cuţitului aparatului de tăiere al combinelor de recoltat cereale.

Un detaliu al stării de tensiune echvalentă în zona cea mai solicitată a structurii apare în fig. 6. Se

observă că tensiunea maximă care apare în urma solicitării este de 296 MPa. Pentru a efectua

calculul la oboseală se introduce un singur eveniment de 25000000 cicluri, în fiecare ciclu

aplicându-se în mod alternativ structurii, starea de tensiune obţinută la analiza statică. Încărcarile se

aplică în număr de cinci, toate cu referire la unicul eveniment introdus (şi avut în vedere) aşa cum

se observă în fig. 8. Se rezolvă problema de calcul la oboseală, relativă la toate locaţiile nodale,

obţinînduse harta globală a factorului de uzură, ca în fig. 6, în care nu este vizibilă suficient de bine

zona de maximă oboseală. Pentru a observa mai bine această zonă (zona “slabă” a grinzii), se face

un detaliu care apare în fig. 7. Interpretarea acestui rezultat este următoarea: se confirmă faptul că

cedarea are loc începând de la frontiera unei găuri situate în imediata vecinătate a celui mai apropiat

ghidaj de zona întărită a grinzii suport a lamelor. Odată cu creşterea numărului de cicli aplicaţi zona

uzată se măreşte. Se observă că în zona critică, valoarea de 5.1968 a factorului de uzură indică de

fapt că materialul este solicitat prin evenimentul considerat la o solicitare care distruge structura în

mai puţin decît o cincime din timpul necesar aplicării celor 25000000 de cicli de solicitare (de tipul

celor din fig. 8). Rezultă că structura, în condiţiile de campanie considerată, va trebui schimbată




85

după mai puţin de 20 de zile, sau că o campanie de 100 de zile de recoltare consumă cel puţin cinci

grinzi cu lame.

Fig. 2 Curba tensiune alternantă – număr de cicli (diagrama de durabilitate sau diagrama lui Wöhler) pentru oţelul din

care este construită structura.

Fig. 3 Starea de deplasare relativă rezultantă în structură.




86

Fig. 4 Starea de tensiune echivalentă în structură.

Fig. 5 Detaliu al stării de tensiune echivalentă în zona cea mai solicitată a grinzii.

Fig. 6 Harta globală a factorului de uzură (legat de durata de viaţă epuizată) al structurii.




87

Soluţiile cele mai la îndemână pentru prelungirea duratei de viaţă a grinzii suport a lamelor

cuţitului aparatului de tăiere al combinelor de recoltat cereale sunt:

-fixarea lamelor pe grindă prin altă metodă decât prin nituire, metodă care să nu modifice secţiunea

transversală a grinzii (strîngere, presare, sudare, etc.);

-înlocuirea mecanismului care produce mişcarea sau revenirea la poziţia orizontală a celui vechi;

-creearea unui cap de legătură la grindă a bielei, care să producă reducerea amplitudinii

perturbatoare induse de mecanismul cu şaibă oscilantă;

-înlocuirea sistemului de tăiere cu grindă cu lame cu lame prin sisteme cu lanţuri acţionate circular

sau cu rozete pe care sunt montate lame.

Fig. 7 Detaliu al hărţii factorului de uzură al structurii, în zona de maximă solicitare.

Fig. 8 Încărcările introduse în programul de analiză la oboseală.




88

7.2 Expertizarea cazurilor eşecurilor unor maşini şi utilaje – autocamionul MAZ

Unul dintre domeniile foarte complicate din punct de vedere ştiinţific şi practic este acela al

expertizelor cedării sau accidentelor structurilor. S-a dovedit, în ultimele 4 – 5 decenii că analiza

structurală poate aduce multe clarificări în problemele de decizie asupra cauzelor producerii

avariilor, făcând lumină în multe cazuri complicate (catastrofe aviatice sau maritime, accidente

militare, accidente de autoturisme, cedări de rezervoare sau alte componente ale unor instalaţii

chimice, clădiri, etc.). Pentru acest rogram de formare de perfecţionare am ales cazul unui grup

autocamioane MAZ, fabricate în Belarus şi exploatate pe un şantier de construcţii din România.

Aceste prezentau în mod sistematic o cedare prin crăpături a lonjeroanelor în partea din faţă sub

cabină. Camionul martor pentru efectuarea cercetărilor este prezentat în fig. 9, iar zona de cedare

este detaliată în fotografia din partea dreaptă a aceleiaşi fig. 9.

Fig. 9 Camionul MAZ (stânga) în laborator pentru identificarea zonei afectate de cedări şi detaliu de zonă (dreapta).

7.3 Analiza structurală a şasiului autobasculantei MAZ

Cel mai simplu modelul matematic structural este un model cu elemente finite de tip bara

pentru cadru şi de tip solid pentru cabina şi bena, aşa cum se observa în fig. 10 . Pentru bare s-au

luat caracteristicile de material naturale, reale, iar pentru cabină şi benă se folosesc caracteristici de

material astfel încăt să se realizeze gabaritul şi masa substructurii respective (totul reglându-se din

densitatea introdusă în calcul).

Rezultatele calculului distributiei tensiunii echivalente in structura, pentru valorile principale

ale acceleratiilor înregistrate sunt date in tabelul 1.

Pentru valorile din tabelul 1 ale tensiunii echivalente, în cazul în care în asamblarea dintre suportul

amortizorului şi lonjeron au loc jocuri, se amplifică tensiunile cu un coeficient de concentrare a

tensiunii cel puţin egal cu 3.2.

Pentru procesul de basculare s-au aplicat forţe în trei puncte : la capetele de susţinere ale benei: Fx=

43790 N şi Fy= -72820 N, iar la punctual de rezemare ale cilindrului hidraulic, Fx= -87570 N şi

Fy=-50560 N.

Sarcinile aplicate sunt în cocordanţă cu sarcinile înregistrate în timpul probelor în teren şi cu datele

din literatura de specialitate, [18], conform tabelului 2 (g= 9.81 m/s2).




89

Fig 10 Model structural elementar al autobasculantei MAZ.

Fig. 11 Distribuţia tensiunii echivalente în structura în caz în care traversa este asigurata şi bena este asigurată în 4

puncte, pentru sarcini dinamice inerţiale cu acceleraţia longitudinala 3.67 m/s2, acceleraţia laterală 5 m/s

2 şi acceleraţia

verticală -28.51 m/s2.




90

Tabelul 1. Valori ale tensiunii în zona suportului amortizoarelor pe lonjeroane, pentru diferite variante de exploatare. Caz de solicitare Acceleratii, m/s2 Tensiunea echivalenta in zonele sensibile, MPa

longitudin

ala

verticală laterală Suport

amortizor,

stînga, spate

Suport amortizor

stinga, fata

Suport

amortizor

dreapta,

spate

Suport

amortizor

dreapta, fata

1) Static 0 -9.81 0 2.27 0.475 2.27 0.475

2) Solicitare combinata

cu traversa asigurata si

bena asigurata in 4

puncte

3.67 -28.51 5 21.87 16.6 17.10 18.10



bena asigurata in 4

puncte

3.67 -28.51 2 20.2 15.6 18.4 17.0



bena asigurata in 4

puncte

3.67 -28.51 16.7 57.03 45.37 52.22 37.30


cu traversa dezasigurata

si bena asigurata in 4

puncte

3.67 -28.51 16.7 61.59 48.27 55.98 40.32




puncte

3.67 -28.51 5 22.98 17.24 17.14 17.71




puncte

3.67 -28.51 2 20.20 15.42 18.04 16.73

8) Cu traversa asigurata

si bena asig in 2 puncte

la spate

3.67 -28.51 5 37.40 44.10 24.47 16.18

9) Cu traversa asigurata

si bena asig in 2 puncte

la spate

3.67 -28.51 2 22.97 21.6 15.70 11.00

10) Cu traversa

dezasigurata si bena

asigurata in doua puncte

la spate

3.67 -28.51 2 22.81 21.48 15.32 10.66

11) Cu traversa



la spate

3.67 -28.51 5 37.94 44.63 24.45 16.24

12) Cu traversa

asigurata si bena


pe partea stinga

3.67 -28.51 5 36.73 30.49 36.7 30.46

13) Cu traversa

asigurata si bena


pe partea stinga

3.67 -28.51 2 26.29 21.97 26.28 21.96

14) Cu traversa



pe partea dreapta

3.67 -28.51 2 26.73 22.29 26.72 22.28

15) Cu traversa



pe partea dreapta

3.67 -28.51 5 37.85 31.27 37.85 31.25

16) Basculare nereusita 21.60 24.62 21.60 24.62

Tabelul 2 Acceleraţii şi frecvenţe măsurate pe direcţie verticală.

Tip de drum Valoarea acceleratiei masurate pe

verticala, m/s2

Frecventa acceleratiei masurate pe

verticala, Hz

medie maxima

Drum in cimp pentru vehicule cu

pneuri

0.4 g 5 g 2.5 / 1.00 – 1.50

Drum acidentat in conditii care pun

in pericol siguranta conducatorului

0.35 g 4 g 5.00 / 1.5 -10.00




91

Fig. 12 Modelul structural elementar al autobasculantei MAZ folosit pentru simularea procesului de basculare.

Acceleraţii laterale mai mari decît 5.9 m/s2, sunt imposibile întrucât s-ar produce deraparea,

pe o pistă de încercare cu coeficientul de aderenţă de 0.6, iar cum în timpul probelor coeficientul de

aderenţă a fost de cel mult 0.2, acceleraţiile laterale maxime posibile sunt sub 3 m/s2. Valorile mai

mari decît aceasta ale acceleraţiei laterale se datorează numai mişcărilor organelor de lucru interne

ale autocamionului şi nu produc solicitări inerţiale ale acestuia.

Diferenţele puse în evidenţă de calculul teoretic (numeric) între diferitele cazuri de asigurare

ale basculantei, sunt nesemnificative. Motivele sunt următoarele:

1) Dezasigurarea traversei este suplinită cu succes de către întreaga structură de sprijin a benei pe

şasiu, care are traversele sale.

2) Dezasigurarea benei în punctele din faţă ar trebui să producă mici deplasări laterale ale acesteia,

cu intensitate mare în viraje. Dacă însă se ţine seama de frecarea dintre benă şi suportul acesteia, se

observă că acceleraţia minimă laterală care ar putea mişca bena este egală cu produsul dintre

coeficientul de frecare dintre suprafeţele benei şi suportului (minimum 0.3) şi acceleraţia

gravitaţională. Dacă se ia coeficientul de frecare minim de 0.3 atunci acceleraţia minimă laterală

care ar putea pune în evidenţă diferenţe apreciabile între cazul rulării cu bena asigurată complet şi

cazul rulării cu bena asigurată numai în spate, ar avea valoarea 2.943 m/s2. Ţinând seama că

acceleraţia minimă de derapare pe pistă de beton (cu coeficientul de aderenţă 0.6) este de

aproximativ 5.9 m/s2 şi că probele s-au desfăşurat pe drum acoperit cu zăpadă (coeficient de

aderenţă 0.2), şi cum nu s-au înregistrat derapări, se poate trage concluzia că acceleraţii laterale mai

mari de 2 m/s2 de provenienţă exterioară sistemului, nu au fost aplicate acestuia. Aşadar, diferenţe

experimentale între cazurile de rulare susmenţionate nu s-au putut pune în evidenţă.

Concluzia cea mai importantă care reiese din calculul teoretic, pentru şasiu (lonjeroane şi

treverse), este că structura este bine proiectată. Afirmaţia se face avînd în vedere că tensiunea

maximă admisibilă pentru un oţel de tip L42, reieşit în urma analizei chimice, în cazul cel mai critic

al ciclurilor simetrice care include solicitări complexe încovoiere-întindere-torsiune, are valoarea de

116.3 MPa. Tensiunea echivalentă (Von Mises) maximă găsită în exploatare prin calcul teoretic are




92

valoarea de 61.59 MPa, dar aceasta în cazul unei solicitări cu acceleraţie laterală de 16.7 m/s2,

imposibilă ca acceleraţie aplicată din exterior sistemului fără ca basculanta să derapeze şi chiar să se

răstoarne. În cazul unei valori acceptabile a acceleraţiei laterale, astfel încît basculanta să nu

derapeze, însă pe pistă de beton, nu pe zăpadă, anume 5 m/s2, valoarea maximă a tensiunii

echivalente în structură se atinge în cazul rulării cu traversa dezasigurată şi cu bena asigurată în

cele două puncte din spate, anume 44.63 MPa. Această valoare este însă mult mai mică decît

valoarea admisibilă, astfel încît îi conferă structurii un coeficient de siguranţă de peste 2.5.

Toate afirmaţiile de mai sus sunt făcute pentru cazul în care materialul din care sunt făcute

lonjeroanele precum şi calităţile îmbinărilor dintre suportul amortizoarelor şi lonjeroane, sunt

perfecte. Dacă materialul are imperfecţiuni (fisuri, etc.) sau în îmbinare există jocuri, atunci aceste

rezultate se amplifică cu un coeficient de concentrare a tensiunilor cu valoarea de cel puţin 3.2,

conform [19], de exemplu, şi atunci în material apar avarii fie prin oboseală fie prin propagarea

fisurilor. Dacă în material există fisuri din fabricaţie sau prelucrare, atunci chiar numai tensiunile

mici calculate, în raport cu valoarea admisibilă dată mai sus, sunt capabile, într-un regim normal

de lucru, să producă propagarea acestora, conform [20].

7.4 Teste virtuale pentru autobasculanta MAZ pe model structural cu elemente finite plane şi

solide

Modelele matematice pe care s- facut simularea funcţionării şasiului camionului sunt

obţinute din modelul elementar descris mai sus, prin metoda complexificării treptate. Modelul

prezentat în acest capitol este unul care, în afară de şasiu conţine şi modelul cabinei, lăzii şi osiilor,

inclusiv, în scop simulării efectelor funcţionării necorespunzătoare a cilindrilor hidraulici, a

cilindrilor înşişi.

Modelul structural poate fi văzut în fig. 13 şi 14. Modelul geometric este obţinut folosind

numai suprafeţe pentru substructurile cabină, ladă şi lonjeroane. Osiile sunt corpuri tridimensionale.

Prin urmare s-au folosit elemente finite 2 şi 3 – dimensionale, deci modelul este unul hibrid.

Rezemarea se face la zona în care osiile se sprijină pe roţi. Încărcarea modelului se face în primul

rând prin greutatea proprie introducând acceleraţia gravitaţională pe verticala considerată Oy.

Încărcarea suplimentară în ladă se poate face uniform prin creşterea densităţii materialului din care

aceasta este construită (modelul nu materialul real) sau prin încărcări masice repartizate uniform

(dacă se doreşte încărcare uniformă, sau neuniforme, pentru simularea unei încărcări concentrate pe

anumite zone ale lăzii).

7.5 Solicitarea structurii in cazul stationar, cu traversa asigurată

Acest caz de simulare urmăreşte, împreună cu următorul, să elucideze influenţa posibilă a

traversei din spatele cabinei asupra eventualului proces de distrugere care să aibă drept consecinţe

crăpăturile în lonjeron. Masa totală a structurii a fost considerată 26510.0 Kg, iar încărcarea pe

puntea faţă 7522.2 Kg. Viteza de deplasare se consideră nulă. Solicitările în lonjeroane în acest caz

apar în fig. 15, 16, 17 în detaliu şi în fig. 18 şi 19 pe o parte din întregul şasiu, parte conţinând

zonele sensibile, care la multe autobasculante au cedat.

Observaţia 1: Dacă o asemenea structură complexă ca cea din fig. 13 – 14 nu a fost desentă

cu precizia cerută de programul de analiză structurală atunci, la operaţia de condensare a nodurilor,

efectuată de specialistul în proiectare asistată de calculator, unele noduri, deşi aparent în imagine

identice, nu se vor cupla, nu se vor identifica în modelul numeric. Pentru acest motiv, elementele

cuplate prin astfel de noduri vor funcţiona liber, introducând deplasări relative foarte mari în zonă,

iar în zona de legare la structură sau într-o altă zonă, introducând tensiuni inacceptabile. Pentru

acest motiv, precizia în construcţia geometrică este capitală.




93

Fig. 13 Modelul structural complex cu elemente finite pentru autobasculanta MAZ.

Fig. 14 Modelul structural complex cu elemente finite pentru autobasculanta MAZ, şasiul.




94

Fig. 15 Harta componenetei in lungul lonjeronului a tensorului tensiunii, xx, pentru partea din faţă a sasiului.

Fig. 16 Harta componenetei transversale (verticala) pe lonjeron a tensorului tensiunii, yy, pentru partea din faţă a

sasiului.




95

Fig. 17 Harta tensiunii echivalente , e (Von Mises), pentru partea din faţă a sasiului.

Fig. 16 Harta tensiunii echivalente pe partea din faţă a şasiului, structura având traversa asigurată.




96

Fig. 17 Harta deplasării relative rezultante pe partea din faţă a şasiului, structura având traversa asigurată.

Modelul teoretic structural dă următoarele rezultate:

-Valorile extreme ale componentei în zona accesibila măsurării xx: -9.5 MPa … -2.0 MPa;

-Valorile extreme ale componentei în zona inaccesibila măsurării xx: -42.1 MPa … 18.6 MPa;

-Valorile extreme ale componentei în zona accesibila măsurării yy: -14.5 MPa … -12.0 MPa;

-Valorile extreme ale componentei în zona inaccesibila măsurării yy: -41.0 MPa … 12.0 MPa;

-Valoarea maxima a tensiunii echivalente în zona accesibila măsurării: 16.0 MPa;

-Valoarea maximă a tensiunii echivalente în zona inaccesibila măsurării: 40.84 MPa;

-Valoarea maximă a deplasării relative în structura cu traversa asigurată : 0.00121 m

-Valoarea maximă a deplasării relative în zona suportilor amortizoarelor: 0.000268 m

-Valoarea maximă a deplasării relative în zona de maximă deplasare a lonjeroanelor: 0.00084 m

7.6 Solicitarea structurii în cazul staţionar, cu traversa complet neasigurată

Un nou test va simula o solicitare caracterizată prin masa totală a structurii de 26510.0 Kg,

încărcarea pe puntea faţă fiind de 7522.2 Kg. Viteza de deplasare se consideră nulă, ca şi la cazul

precedent. Spre deosebire de cazul precedent traversa faţă este neasigurată.

Rezultatele simulării, în acest caz, apar în fig. 20, 21, 22, 23. În fig. 24, este dată harta

componentei tensorului tensiune Cauchy în lungul lonjeronului, ca şi în fig. 15 pentru cazul

precedent de încărcare, ambele detaliind situaţia în zona găurilor unde s-au instalat fisurile.

Componenta verticală pe lonjeron a tensorului tensiune Cauchy este distribuită, în acest caz ca în

fig. 21, în zona de apariţie a fisurilor. În fig. 22 şi 23 se dă prin hartă color distribuţia tensiunii

echivalente în detaliu pe zona suspectă de cedare şi pe întreaga parte din faţă a şasiului, ceea ce

corespunde stării de tensiune echivalentă în structură de la simularea statică cu traversa asigurată

având rezultatele reprezentate grafic în fig. 17, 18.




97

Fig. 20 Harta componenetei în lungul lonjeronului a tensorului tensiunii, xx, pentru partea din faţă a şasiului.

Fig. 21 Harta componenetei transversale (verticală) pe lonjeron a tensorului tensiunii, yy, pentru partea din faţă a

şasiului.




98

Fig. 22 Harta tensiunii echivalente , e (Von Mises), pentru partea din faţă a şasiului.

Fig. 23 Harta tensiunii echivalente pe partea din faţă a şasiului, structura având traversa asigurată.




99

Rezultate sintetice:

-Valorile extreme ale componentei în zona accesibila măsurării xx: -9.5 MPa … -7.0 MPa;

-Valorile extreme ale componentei în zona inaccesibila măsurării xx: -42.0 MPa … 18.6 MPa;

-Valorile extreme ale componentei în zona accesibila măsurării yy: -14.5 MPa … -8.0 MPa;

-Valorile extreme ale componentei în zona inaccesibila măsurării yy: -41.0 MPa … 38.3 MPa;

-Valoarea maximă a tensiunii echivalente în zona accesibila măsurării: 13.5 MPa;

-Valoarea maximă a tensiunii echivalente în zona inaccesibilă măsurării: 40 MPa;

-Valoarea maximă a deplasarii relative în structura cu traversa asigurată : 0.00121 m

-Valoarea maximă a deplasarii relative în zona suportilor amortizoarelor: 0.000268 m

-Valoarea maximă a deplasarii relative în zona de maxima deplasare a lonjeroanelor: 0.000863 m

7.7 Încãrcãri inerţiale cu valori ale acceleraţiei înregistrate în timpul încercarilor pe structura

în stare perfectă de funcţionare cu şi fără traversa asigurată

Pe acelaşi model structural, în ambele variante cu traversa asigurată şi neasigurată s-au făcut

în continuare teste cu acceleraţii măsurate în experimente de transport în teren accidentat, pentru a

observa efectele forţelor inerţiale.

Mai întâi s-a simulat deplasarea la valorile medii ale acceleraţiilor longitudinală: 2 m/s2,

transversală: 4 m/s2 , verticală: 6 m/s

2. Rezultatele se dau în tabelul 3.

Tabelul 3 Starea de tensiune si deplasare în zona din fata a sasiului în vecinatatea găurilor de fixare a suporţilor

amortizoarelor

Structura Cu traversa asigurată

Cu traversa neasigurată

minimă maximă minimă maxima

Valorile extreme ale componentei

xx a tensorului tensiunii în zona

apropiată de găuri, MPa

-59.6 23.2 -59.9 23.9



accesibilă măsurării, MPa

-13.13 -6.0 -15.0 -7.0


yy a tensorului tensiunii în zona


-74.73 52.2 -80.6 54.0



accesibila măsurării, MPa

-30.0 17.8 -28.66 11.5

Valorile extreme ale tensiunii

echivalente e în zona apropiată de

găuri, MPa

77.5 - 77.79 -


echivalente e în zona accesibilă

măsurării, MPa

20.9 27.6 27.74 40.45

Deplasarea relativă rezultantă

maxima a structurii, m

7- 0.00305 - 0.00307

Deplasarea relativă rezultantă a

lonjeroanelor în dreptul traversei, m

- 0.00140 - 0.00172

Deplasarea relativă rezultantă în

zona suporţilor amortizoarelor, m

- 0.00120 - 0.00135

Pentru cazul în care se simulează deplasarea autobasculantei la valorile maxime ale acceleraţiilor

longitudinală: 3 m/s2, transversală: 6 m/s

2 , verticală: 10 m/s

2, rezultatele sunt date în tabelul 5.




100

Tabelul 4 Starea de tensiune şi deplasare in zona din fata a şasiului în vecinatatea gãurilor de fixare a suporţilor

amortizoarelor

Structura Cu traversa asigurata

Cu traversa neasigurata

minima maxima minima maxima




-77.3 29.8 -77.0 30.0




-16.8 -10.3 -16.8 -10.0




-106.5 68.0 -108.5 68.1




-38.0 18.5 -38.1 27.2



găuri, MPa

- 102.0 - 102.0



măsurării, MPa

- 36.7 - 36.9



- 0.00448 - 0.00451



0.0015 0.00189 0.00153 0.00194



- 0.0019 - 0.0019

În cazul simulării deplasării cu forţe inerţiale normale în regim de suspensie slăbită, cu

aceleraţiile longitudinală: 3 m/s2,transversală: 6 m/s

2, verticală: 10 m/s

2, se obţin rezultatele din

tabelul 5.

Tabelul 5 Starea de tensiune şi deplasare în zona din faţă a şasiului în vecinatatea găurilor de fixare a suporţilor

amortizoarelor

Structura Cu traversa asigurata

Cu traversa neasigurata

minima maxima minima maxima




-298.0 230.0 -295.7 230.0




-66.3 35.3 -65.6 32.0




-377.0 414.9 -373.0 413.9




-147.5 128.0 -145.8 119.0



găuri, MPa

- 366.7 - 365.8



măsurării, MPa

- 132.1 - 130.5




101



- 0.005170 - 0.005180



0.003068 0.00307 0.003086 0.0030717



- 0.002388 - 0.002419

Parametrii de avarie pot fi atinşi la valori mai mici ale acceleraţiilor dacă arcurile sunt mai

mult slabite (constanta de rigiditate a arcurilor), de exemplu al valorile acceleraţiilor: longitudinală:

2 m/s2, transversală: 2 m/s

2 , verticală: 6 m/s

2. Rezultã datele din tabelul 6.

Tabelul 6 Starea de tensiune şi deplasare în zona din faţă a şasiului în vecinatatea găurilor de fixare a suporţilor

amortizoarelor

Structura Cu traversa asigurată

Cu traversa neasigurată

minimă maximă minimă maximă




-237.0 159.0 -236.0 158.0




-76.5 36.5 -76.0 36.0




-322.0 296.0 -320.0 295.0




-148.0 108.5 -147.0 108.0



găuri, MPa

- 301.3 - 299.8



măsurării, MPa

- 133.5 - 130.5



- 0.00300 - 0.00301



0.00177 0.0018 0.0018 0.00184



- 0.001452 - 0.001461

Testele astfel efectuate au arătat că nu asigurarea sau neasigurarea traversei provoacă

creşteri periculoase în zona de apariţie a fisurilor. S-a constatat pe aceleşi model, şi măsurările au

confirmat, că singura explicaţie pentru apariţia fisurilor era funcţionarea necorespunzătoare a

amortizoarelor, care cedau în timp, transformându-se în veritabile elemente de sprijin rigide şi

acţionând dur asupra pereţilor găurilor de fixare de pe lonjeron, ceea ce a condus la apariţia şi

propagarea fisurilor.

Observaţia 2: Aceasta este o observaţie relativă la observaţia 1 şi se referă la situaţia în care

totuşi imprecizia de construcţie geometrică s-a produs, adicăexistă cel puţin două noduri (iniţial

două puncte ale structurii ideale) care nu au aceleaşi coordonate (foarte apropiate dar nu exact

aceleaşi pentru rezoluţia programului de analiză structurală). Dacă la prima rulare a modelului se

constată simptome de tipul celor descrise în observaţia 1, atunci pentru identificarea situaţie trebuie

dată comanda de animare a structurii. La animare se constată identifică clar zona sau zonele care au

aceste probleme. Pentru reparare se condensează nodurile care nu coincid deşi ar trebui, printr-o

comandă suplimentară cu distanţa maximă de condensare setată la o valoare mai mare.




102

Fig. 24 Starea de tensiune echivalentă în zona din faţă a lonjeroanelor, pentru cazurile de solicitare în deplasare.

Fig. 25 Starea deformată a structurii (amplificată pentru uşurinţa vizualizării), pentru acest caz de solicitare.

Exemple numeroase apar în acest domeniu şi în literatura de specialitate din întreaga lume.

Un eşec al unui organ de lucru al unui tractor pe şenile este analizat în [21], de exemplu.




103

Fig. 26 Suprafaţa de rupere a axului.

Fig. 27 Modelarea şi rezultate obţinute cu ajutorul metodei elementelor finite.

Eşecul axului de fixare a lamei tractorului Komatsu D 155 A-1 are loc prin rupere după o suprafaţă

a cărei fotografie apare în fig. 26. Modelul structural cu elemente finite şi harta distribuţiei tensiunii

Von Misses pe forma deformată a structurii apare în fig. 27. Analiza a dovedit că eşecul axului nu a

fost cauzat de oboseala în condiţii de lucru foarte grele, ci de calitatea materialului folosit pentru

construcţie.

De reţinut:

1) Probleme complexe ale analizei structurale în domeniul mecanicii structurilor şi descrierea

geoemetriei acestora – exemple;

2) Principiul de precizie în construcţia geometriei structurilor;

3) Descrierea precisă a geometriei, consecinţe ale nerespectării preciziei şi remedierea situaţiei

(observaţia 1 şi 2);




104




105

APLICAŢII ÎN CONSTRUCŢIA DE MAŞINI: MASE, MĂRIMI

STEREOMECANICE, LUNGIMI, ARII, VOLUME

Aplicaţiile descrise în acest capitol sunt aplicaţii care servesc cunoaşterii unor caracteristici

uzuale ale structurii construite pentru a fi supusã analizei structurale. Caracteristicile la care ne

referim se pot calcula şi folosind oricare dintre programele CAD, cu rare excepţii. Steroemecanica

este o denumire mai veche pentru mecanica corpurilor rigide, [8], [22]. Mărimile caracteristice ale

stereomecanicii sunt masele şi momentele de inerţie, de fapt componentele tensorului momentelor

de inerţie, valorile principale ale acestuia şi cosinuşii directori ai axelor principale de inerţie. De

asemenea, o mărime importantă în calculele de stereomecanică este vectorul centrului de masă sau

de greutate ale structurilor analizate. Aceste mărimi se folosesc îndeosebi pentru estimarea ţinutei

de drum în transport şi a celei în lucru şi sunt foarte importante pentru utilaje care lucrează în

pantă. Pentru a familiariza operatorii CAD cu extragerea acestor caracteristici se dau în continuare

câteva exemple.

8.1 Barã simplã modelată 1D

Primul exemplu considerã o structurã simplã, poate cea mai simplã posibilã, o barã cu

secţiune transversalã de forma unui pãtrat cu latura de lungime 0.01 m (toate unitãţile de mãsurã

sunt în SI). Bara are lungimea de 1 m. Aceastã barã se modeleazã prin idealizare cu axa barei – în

acest caz dreapta care uneşte cele douã secţiuni transversale în formã de pãtrat, paralele. Axa este

perpendicularã pe cele douã secţiuni de capãt. Bara este rezematã simplu la un capãt şi încastratã la

celãlalt. Materialul din care este construitã bara este oţel cu E= 2.1·1011

N/m2, coeficientul de

contracţie transversalã (Poisson), ν= 0.3, densitatea de masã, ρ= 7850 kg/m3. În prezentul capitol nu

intereseazã stãrile de deplasare relativã, deformaţie specificã sau tensiune în structurã, ci numai

mãrimile adiţionale pe care programul le calculeazã. Se dã în continuare listingul cu mãrimile

stereodinamice calculate de programul de analizã structuralã. Modelul structural apare în fig. 1. MASSPROP,0,1,10,1,0

Mass Distribution Table

Physical Properties: Centroids w.r.t. Coord. Sys. [0]:

x y z

Length = 1 CGL = ( 0.5 , 0 , 0 )

Area = 0 CGA = ( 0 , 0 , 0 )

Volume = 0.0001 CGV = ( 0.5 , 0 , 0 )

Mass = 0.785 CG = ( 0.5 , 0 , 0 )

Moments of Inertia and Radii of Gyration ( w.r.t. Coord. Sys. [0] ) :

Length Area Volume Mass




106

Ixx | 0 | 0 | 0.0008333 | 6.542

Iyy | 0.3333 | 0 | 3.333e-005 | 0.2617

Izz | 0.3333 | 0 | 0.0008667 | 6.803

Ixy | 0 | 0 | 0 | 0

Iyz | 0 | 0 | 0 | 0

Izx | 0 | 0 | 0 | 0

Rx | 0 | 0 | 2.887 | 2.887

Ry | 0.5774 | 0 | 0.5774 | 0.5774

Rz | 0.5774 | 0 | 2.944 | 2.944

Moments of Inertia and Radii of Gyration ( w.r.t. CG's in Coord. Sys. [0] ) :


Ixx | 0 | 0 | 0.0008333 | 6.542

Iyy | 0.08333 | 0 | 8.334e-006 | 0.06542

Izz | 0.08333 | 0 | 0.0008417 | 6.607

Ixy | 0 | 0 | 0 | 0

Iyz | 0 | 0 | 0 | 0

Izx | 0 | 0 | 0 | 0

Rx | 0 | 0 | 2.887 | 2.887

Ry | 0.2887 | 0 | 0.2887 | 0.2887

Rz | 0.2887 | 0 | 2.901 | 2.901

Principal Moments of Inertia ( w.r.t. CG's ) :


I1 | 0.08333 | 0 | 0.0008417 | 6.607

I2 | 0.08333 | 0 | 0.0008417 | 6.607

I3 | 0 | 0 | 8.334e-006 | 0.06542

Direction Cosine Vectors ( w.r.t. Coord. System [0] ) :


a11 | 0 | 0 | 0 | 0

a21 | 1 | 0 | 0 | 0

a31 | 0 | 0 | 1 | 1

a12 | 0 | 0 | 1 | 1

a22 | 0 | 0 | 0 | 0

a32 | 1 | 0 | 0 | 0

a13 | 1 | 0 | 0 | 0

a23 | 0 | 0 | 1 | 1

a33 | 0 | 0 | 0 | 0

Lungimea furnizatã este cea introdusã de operator, 1 m. Centrul de greutate al barei idealizate are

coordonatele (0.5, 0.0, 0.0). Deoarece modelul structural este 1-dimensional, aria secţiunii

transversale este nulã, iar centrul ei de greutate este originea. Volumul barei este de 0.0001 m3. Se

observã cã programul dã pentru masa structurii valoarea 0.785 kg. Dupã cum se constatã prin

calcule elementare, aceste valori sunt în concordanţã cu calculul clasic.

În continuare în listă se dau componentele tensorului de inerţie şi raza de giraţie. Componentele

tensorului de inerţie intervin în probleme de dinamica rigidului, adicã în probleme în care bara

privitã ca rigid se mişcã, de exemplu ca parte a unui mecanism sau liberã. Raza de giraţie sau de

inerţie se defineşte ca rãdãcina pãtratã a raportului dintre momentul de inerţie al secţiunii

considerate şi aria acesteia şi se foloseşte tot în calcule de dinamica solidului rigid (stereodinamicã).

Aceste mãrimi pot fi cerute de structuralişti în vederea furnizãrii cãtre eventuali clienţi care

simuleazã dinamica unor solide rigide de aceastã formã. Aceste mãrimi se dau în raport cu originea

sistemului absolut de coordonate dar şi în raport cu centrul de greutate al structurii. În final se dau




107

cosinuşii directori ai axelor principale de inerţie ale structurii. Aceste mãrimi formeazã setul de

mãrimi stereodinamice pe care un program de analizã structuralã îl furnizeazã dupã introducerea

datelor şi pe care operatorul CAD trebuie sã ştie sã-l furnizeze la rândul lui specialiştilor care cer

aceste date. Pentru a obţine aceste date este necesarã parcurgerea etapelor:

Fig. 1 Modelul structural al barei drepte de secţiune pãtratã.

1.modelarea geometricã

2.definirea caracteristicilor secţiunii transversale a barei;

3.alegerea tipului de elemente finite si ale caracteristicilor acestora

5.se aleg caracteristicile de material

6. se face discretizarea structurii

7 se condenseazã nodurile

8. se verificã structura

9.se ruleazã programul

10.se pot extrage datele stereodinamice.

Analiza continuã cu extragerea altor date şi post-procesare. În acest capitol intereseazã

numai datele stereomecanice. Operatorul CAD efectueazã obligatoriu numai etapele 1 şi 10, şi

numai facultativ celelalte etape, pentru structuri simple. Pentru extragerea caracteristicilor de mai

jos este necesarã numai parcurgerea etapelor 1-6.

8.2 Placã planã idealizatã printr-o porţiune de suprafaţã

Aceleaşi caracteristici masice şi stereomecanice sunt extrase pentru modelul 2D al unei plãci

de oţel de formã pãtratã cu latura 1 m şi grosimea 10 mm. Modelul (numai geometric şi

discretizarea) plãcii este dat în fig. 2. Se observã cã pentru calculul caracteristicilor stereomecanice

nu este necesarã precizarea condiţiilor pe frontierã şi nici a încãrcãrilor. Lista caracteristicilor

masice şi stereodinamice este datã în continuare.




108

MASSPROP,0,1,100,1,0



x y z

Length = 0 CGL = ( 0 , 0 , 0 )

Area = 1 CGA = ( 0.5 , 0 , 0.5 )

Volume = 0.01 CGV = ( 0.5 , 0 , 0.5 )

Mass = 78.5 CG = ( 0.5 , 0 , 0.5 )



Ixx | 0 | 0.3333 | 0.003333 | 26.17

Iyy | 0 | 0.6667 | 0.006667 | 52.33

Izz | 0 | 0.3333 | 0.003333 | 26.17

Ixy | 0 | 0 | 0 | 0

Iyz | 0 | 0 | 0 | 0

Izx | 0 | 0.25 | 0.0025 | 19.62

Rx | 0 | 0.5774 | 0.5774 | 0.5774

Ry | 0 | 0.8165 | 0.8165 | 0.8165

Rz | 0 | 0.5774 | 0.5774 | 0.5774



Ixx | 0 | 0.08333 | 0.0008334 | 6.542

Iyy | 0 | 0.1667 | 0.001667 | 13.08

Izz | 0 | 0.08333 | 0.0008334 | 6.542

Ixy | 0 | 0 | 0 | 0

Iyz | 0 | 0 | 0 | 0

Izx | 0 | -1.788e-007 | -3.26e-009 | 3.771e-005

Rx | 0 | 0.2887 | 0.2887 | 0.2887

Ry | 0 | 0.4082 | 0.4082 | 0.4082

Rz | 0 | 0.2887 | 0.2887 | 0.2887



I1 | 0 | 0.1667 | 0.001667 | 13.08

I2 | 0 | 0.08333 | 0.0008334 | 6.542

I3 | 0 | 0.08333 | 0.0008334 | 6.542



a11 | 0 | 0 | 0 | 0

a21 | 0 | 1 | 1 | 1

a31 | 0 | 0 | 0 | 0

a12 | 0 | 0.6508 | 0.7727 | -0.7075

a22 | 0 | 0 | 0 | 0

a32 | 0 | 0.7593 | 0.6347 | 0.7068

a13 | 0 | 0.7593 | 0.6347 | 0.7068

a23 | 0 | 0 | 0 | 0

a33 | 0 | -0.6508 | -0.7727 | 0.7075




109

Se observã cã masa este exactã, un calcul teoretic exact conducând la aceeaşi valoare de

78.5 Kg., iar centrul de masã în sistemul de coordonate care apare în fig. 2, sistemul de coordonate

absolut este corect – mijlocul plãcii în planul xOz. Volumul plãcii este de asemenea corect calculat,

iar lungimea în acest caz nu are sens decât dupã direcţii, ceea ce nu este cazul. În continuare se dau

componentele tensorului de inerţie şi raza de giraţie în sistemul absolut şi în sistemul de coordonate

paralel cu acesta dar cu originea în centrul de masã al plãcii. Se mai dau momentele principale de

inerţie şi cosinuşii directori ai axelor principale de inerţie. Modelul a fost discretizat în 100

elemente finite, câte 10 pe fiecare laturã. Pentru aceeaşi precizie (exactitate), pentru aceastã formã

geometricã foarte regulatã, se putea lucra şi cu un singur element.

Fig. 2 Modelul idealizat al plãcii plane cu forma pãtratã de laturã 1 m şi grosime 10 mm.

8.3 Barã modelată 3D

Pentru acest exemplu se modeleazã 3D bara de la primul exemplu, cu secţiunea pãtratã de

laturã 10 mm şi lungimea 1 m. Modelul structural, pânã la discretizare apare în fig. 3. Listingul cu

caracteristici masice şi stereomecanice este dat în continuare. MASSPROP,0,1,40,1,0



x y z

Length = 0 CGL = ( 0 , 0 , 0 )

Area = 0 CGA = ( 0 , 0 , 0 )

Volume = 0.0001 CGV = ( 0.5 , 0.005 , 0.005 )

Mass = 0.785 CG = ( 0.5 , 0.005 , 0.005 )





110


Ixx | 0 | 0 | 6.667e-009 | 5.233e-005

Iyy | 0 | 0 | 3.334e-005 | 0.2617

Izz | 0 | 0 | 3.334e-005 | 0.2617

Ixy | 0 | 0 | 2.5e-007 | 0.001963

Iyz | 0 | 0 | 2.5e-009 | 1.963e-005

Izx | 0 | 0 | 2.5e-007 | 0.001963

Rx | 0 | 0 | 0.008165 | 0.008165

Ry | 0 | 0 | 0.5774 | 0.5774

Rz | 0 | 0 | 0.5774 | 0.5774



Ixx | 0 | 0 | 1.667e-009 | 1.308e-005

Iyy | 0 | 0 | 8.334e-006 | 0.06542

Izz | 0 | 0 | 8.334e-006 | 0.06542

Ixy | 0 | 0 | -6.03e-013 | -4.992e-009

Iyz | 0 | 0 | -4.045e-015 | -3.353e-011

Izx | 0 | 0 | -6.132e-013 | -5.408e-009

Rx | 0 | 0 | 0.004082 | 0.004082

Ry | 0 | 0 | 0.2887 | 0.2887

Rz | 0 | 0 | 0.2887 | 0.2887



I1 | 0 | 0 | 8.334e-006 | 0.06542

I2 | 0 | 0 | 8.334e-006 | 0.06542

I3 | 0 | 0 | 1.667e-009 | 1.308e-005



a11 | 0 | 0 | 3.669e-006 | -7.565e-006

a21 | 0 | 0 | 0.0005562 | 1

a31 | 0 | 0 | 1 | 0.001126

a12 | 0 | 0 | -3.727e-006 | -6.967e-006

a22 | 0 | 0 | -1 | -0.001124

a32 | 0 | 0 | 0.0005556 | 1

a13 | 0 | 0 | 1 | 1

a23 | 0 | 0 | -3.729e-006 | 7.557e-006

a33 | 0 | 0 | -3.667e-006 | 6.976e-006

Se constatã concordanţa cu modelul 1D al aceleiaşi structuri şi cu teoria, structura fiind de o

maximã simplitate. Astfel, verificarea pe structuri simple este încheiatã. În continuare se dã un

exemplu de structurã complexã pentru care au fost extrase caracteristicile stereomecanice.

8.4 Cadru de maşină agricolă complexă modelat hibrid 1D şi 2D

Acest exemplu este maşina complexã din fig. 4 – cultivatorul CPA – 5.6, proiectat şi realizat

la INMA, de fapt un cadru pentru un cultivator echipat şi cu alte sisteme, pentru care este foarte

important comportamentul în transport. Structura are o lungime relativ mare în transort, care în

poziţia de lucru se transformã în mare parte în lãţime de lucru, fiind o maşinã de mare productivitate

pentru cultura mare. Lungimea structurii în poziţie de transport este 7.25 m. Împreunã cu tractorul




111

care o tracteazã se ajunge în tranport la un vehicul de peste 11 m. Pentru acest motiv este foarte

importantã ţinuta de drum a unui astfel de agregat, în special comportamentul la viraje, în pante, etc.

Studiul dinamicii prin simulare este legat de cunoaşterea momentelor de inerţie, masã, etc. Pentru

acest motiv, cunoaşterea mãrimilor stereomecanice este foarte importantã pentru astfel de maşini de

mare capacitate, care în poziţie de transport îşi transformã lãţimea de lucru în lungime de transport.

Caracteristicile stereomecanice ale acestei structuri apar în lista de mai jos.

Fig. 3 Structurã 3D elementarã - barã cu secţiune pãtratã de laturã 10 mm şi lungime 1 m.

Fig. 4 Cadru de maşinã agricolã complexã.




112

MASSPROP,0,1,715,1,0



x y z

Length = 22.27 CGL = ( 3.018 , -0.006371 , 0.1021 )

Area = 0.0972 CGA = ( 0 , 0.006066 , 0.03238 )

Volume = 0.03273 CGV = ( 2.956 , -0.03153 , 0.09372 )

Mass = 257 CG = ( 2.956 , -0.03153 , 0.09372 )



Ixx | 1.641 | 0.002068 | 0.00246 | 19.31

Iyy | 299.7 | 0.001235 | 0.442 | 3470

Izz | 299 | 0.0008333 | 0.4411 | 3463

Ixy | 1.291 | 0 | -8.256e-005 | -0.6481

Iyz | -0.09753 | 0.0005874 | -0.0001694 | -1.33

Izx | 6.869 | 0 | 0.009094 | 71.39

Rx | 0.2714 | 0.1459 | 0.2741 | 0.2742

Ry | 3.668 | 0.1127 | 3.675 | 3.675

Rz | 3.664 | 0.09259 | 3.671 | 3.671



Ixx | 1.408 | 0.001963 | 0.00214 | 16.8

Iyy | 96.56 | 0.001133 | 0.1556 | 1222

Izz | 96.09 | 0.0008298 | 0.155 | 1217

Ixy | 1.72 | 0 | 0.002969 | 23.31

Iyz | -0.08305 | 0.0005683 | -7.271e-005 | -0.5707

Izx | 0.009118 | 0 | 2.382e-005 | 0.1868

Rx | 0.2514 | 0.1421 | 0.2557 | 0.2557

Ry | 2.082 | 0.108 | 2.18 | 2.18

Rz | 2.077 | 0.09239 | 2.176 | 2.176



I1 | 96.6 | 0.001963 | 0.1557 | 1222

I2 | 96.08 | 0.00157 | 0.155 | 1217

I3 | 1.377 | 0.0003932 | 0.002083 | 16.35



a11 | -0.01788 | 1 | -0.01928 | -0.01928

a21 | 0.9869 | 0 | 0.9945 | 0.9944

a31 | 0.1606 | 0 | 0.1034 | 0.1035

a12 | 0.002665 | 0 | 0.00162 | 0.001618

a22 | -0.1617 | -0.793 | -0.1059 | -0.106

a32 | 0.9868 | 0.6092 | 0.9944 | 0.9944

a13 | 0.9998 | 0 | 0.9998 | 0.9998

a23 | 0.01807 | -0.6092 | 0.01934 | 0.01934

a33 | 0.0002613 | -0.793 | 0.00043 | 0.0004348

Lungimea datã în listã corespunde lungimii sumate a tuturor elementelor 1-dimensionale ale

structurii, având valoarea 22.27 m. Aria elementelor de tip 2D, folosite pentru modelarea unei

substructuri de plãci în partea din spate (în poziţie de transport) şi a uneia mai mici în partea din




113

faţã, este de 0.0972 m2. Volumul întregii structuri are valoarea 0.03273 m

3, iar masa (materialul

fiind oţel) este de 257 kg (partea modelatã a structurii). Centrul de greutate se are, în sistemul global

de coordonate din fig. 4, coordonatele: x= 2.956 m , y= -0.03153 m , z= 0.09372 m.

Componentele tensorului de inerţie, valorile principale ale acestuia şi cosinuşii directori ai axelor

principale de inerţie, sunt date în continuarea listei, fiind informaţii importante pentru simularea

comportamentului dinamic al structurii în transport. De exemplu ştiind cã solul, atunci când

structura se sprijinã pe roţi are cota aproximativã y= -1 m, rezultã cã centrul de greutate se aflã, faţã

de sol, la înãlţimea aproximativã de 0.68 m, o înãlţime deloc neglijabilã.

O ultimã observaţie utilã pentru operatorii CAD care abordeazã programe de analizã

structuralã este aceea cã folosind modele plane (2D) ale secţiunilor transversale a diferite bare, pot

calcula momentele de inerţie ale acestora folosind facilitãţile programelor de analizã structuralã.

De reţinut:

1) Definiţia stereomecanicii;

2) Marimile stereomecanice (enumerare);

3) Domenii de utilizare a mărimilor stereomecanice;

4) Exemple de citire a fişierelor conţinând datele stereomecanice ale structurilor idealizate.




114

BIBLIOGRAFIE ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ, MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU



115

BIBLIOGRAFIE

[1] http://www.asro.ro/romana/standard/index.html

[2] http://ro.wikipedia.org/wiki/Material_compozit;

[3] http://dexonline.ro/definitie/compozit ;

[4] Vedinaş Ioan, Creţu Emil, Elemente de nanotehnologie, Universitatea Titu Maiorescu, Bucureşti, 2007;

[5] http://www.dex-tex.info/dictionartextil/id.Nanotub+de+carbon/i.html

[6] Eker B., Akodogan A., Vardar A., Using of Composite Material in Wind Turbine Blades, Journal of Applied

Sciences, 6 (14): 2917 – 2921, 2006

[7] http://www.allbusiness.com/manufacturing/machinery-manufacturing/101892-1.html

[8]Iacob C., Gheorghita St., I., Soare M., Dragos L., Dictionar de mecanica, Editura Ştiinţifica si Pedagogică,

Bucuresti, 1980

[9] Drobota V., Rezistenta materialelor, Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1982

[10] Muraru V., Constantin N., Cardei P., Sfiru R., Analiza structural a masinii MATINA pentru lucrari ale solului,

INMATEH 2/2010, p. 15 – 23

[11] Krasnicenko, A., V., Manualul constructorului de maşini agricole, vol. 2, Editura Tehnică , Bucureşti, 1964

[12] Letoşnev, M., N., Maşini agricole, Ministerul Agriculturii şi silviculturii, Editura Agro-Silvică de Stat, Bucureşti,

1959

[13] Buzdugan, Gh. Rezistenţa materialelor, Editura Tehnică, Bucureşti, 1980

[14] Zohdi, T.I., Wriggers, P. (2005), Introduction to Computational Micromechanics, LNACM 20, pp. 1-6, Springer

Publ

[15] Cârdei P., Muraru V., Cîrdei R., Analiza structurală (verificarea la rezistenţă) folosind metoda elementelor finite, a

unor componente ale combinelor de recoltat cereale. Verificarea la rezistenţă (calcul static) pentru componente de la

combinele de recoltat cereale, contract INMA-SC Semănătoarea SA, 1995

[16] Cârdei P., Muraru V., Cîrdei R., Analiza structurală (verificarea la rezistenţă) folosind metoda elementelor finite, a

unor componente ale combinelor de recoltat cereale.Calculul dinamic (frecvenţe proprii, moduri proprii şi pierderea

stabilităţii (flambaj)), pentru componente de la combinele de recoltat cereale, contract INMA-SC Semănătoarea SA,

1995

[17] Cârdei P., Muraru V., Stanciu L., Cîrdei R., Sfîru R., Analiza structurală a principalelor elemente , pirese şi

organe de maşini, utilizate in construcţia de maşini agricole. Catalog sinteza de piese, elemente şi organe de maşini,

verificate , optimizate şi studiate din punctul de vedere al comportamentului la oboseală, contract ICSITMUA-MCT,

1996

[18] Cyril M. Harris, Charles E. Crede, Şocuri si vibratii, ditura Tehnica, Bucuresti 1969

[19] R. E. Peterson, Stress Concentation Factors, Wiley – Interscience Publication, 1974

[20] Dragoş Cioclov, Mecanica ruperii materialelor, Editura Academiei RSR, Bucureşti, 1977

[21] H. Kurşat Celik, Deniz Yilmaz, Narin Unal, I. Akinci, Failiure Analysis of a Location Axle in Traked Tractor, J.

Fail. Anal. And Preven. (2009) 9:282-287

[22] Caius Iacob, Mecanică teoretică, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti - 1980 [23] Math. Cârdei P., Eng. Paul M., Ph.D. Eng. Cioica N., Ph.D. Stud. Eng. Nagy E.M, MATHEMATICAL MODEL

FOR ASSESSING THE BIODEGRADATION CHARACTERISTICS OF STARCH-BASED SHOCK ABSORBING

PACKAGES, INMATEH – Agricultural Engineering, vol. 32, No. 3 / 2010

[24] http://ro.wikipedia.org/wiki/Mecatronica

[25] http://www.mecatronica.ro/

http://www.asro.ro/romana/standard/index.html

http://ro.wikipedia.org/wiki/Material_compozit

http://dexonline.ro/definitie/compozit

http://www.dex-tex.info/dictionartextil/id.Nanotub+de+carbon/i.html

http://www.allbusiness.com/manufacturing/machinery-manufacturing/101892-1.html

http://ro.wikipedia.org/wiki/Mecatronica

http://www.mecatronica.ro/

BIBLIOGRAFIE ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ, MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA ECHIPAMENTELOR TEHNICE PENTRU



116

Anexa 1 ELEMENTE DE ANALIZĂ STRUCTURALĂ ŞI MATERIALE NOI FOCALIZATE PE MECANICĂ, MECATRONICĂ ŞI EXPLOTAREA ECHIPAMENTELOR TEHNICE



117

Anexa 1

MECATRONICA SI ANALIZA STRUCTURALA IN IMBUNATAţIREA CALITĂŢII

PRODUSELOR

Prin definiţie, după [24], mecatronica este denumirea unui domeniu tehnico-ştiinţific

situate la intersecţia a trei mari domenii de acelaşi tip: Mecanica, Electronica şi Informatica.

Termenul a fost introdus de un inginer japonez de la compania Yaskawa în 1969. O imagine

grafică foarte elocventă pentru acest teritoriu al ştiinţei şi tehnicii modern este dată tot în [24] şi

reprodus în această anexă în fig. 1.

Fig. 1 Mecatronica, domeniu tehnico-ştiinţifica situat la intersecţia domeniilor de vârf tehnico-ştiinţifice şi în centrul

preocupărilor economice, de conducere şi de producţie.

La baza apariţiei mecatronicii a stat electronica. Dezvoltarea microelectronică a permis

integrarea electromecanică. Introducerea microprocesoarelor în structurile electromecanice




118

conduce la obţinerea unor structuri electromecanice inteligente şi astfel apare mecatronica. Tot

după [24] reproducem în fig. 2 o imagine a acestei evoluţii în tehnică şi ştiinţă.

Fig. 2 Fluxul care conduce către integrarea mecatronică.

După [25], mecatronica este o combinaţie sinergică între mecanica de precizie, sistemele

electronice de control şi comandă, şi informatică, ce serveşte proiectării, realizării, punerii în

funcţiune şi exploatării de sisteme automate inteligente.

Printre produsele mecatronice întâlnite frecvent, în [25] se enumeră: imprimantele,

copiatoarele din noua generatie, masinile de cusut si de tricotat cu comanda numerica, motorul

cu ardere interna controlat electronic, sistemele antifurt, sistemele antiderapante (ABS) si pernele

de aer din tehnica automobilistica, robotii si manipulatoarele, echipamentele medicale, inclusiv

protezele de înalta tehnologie, camerele video miniaturale, CD-playere şi alte micromaşini, dar

şi: maşinile agricole mari şi cele stradale din noua generaţie, sistemele cu gabarit mare şi liniile

de producţie automate.

Tot în [25] se arată că trasăturile caracteristice ale utilajelor mecatronice sunt

următoarele:

Multifunctionalitatea, adica posibilitatea de a realiza diferite procese tehnologice, de

exemplu prin schimbarea programului;

Inteligenta, reprezentand capabilitatea masinii de a comunica cu mediul si de a lua

decizii;

Flexibilitatea, adica posibilitatea de a modifica fara dificultati majore constructia

utilajului pe etape de proiectare, productie sau exploatare, de exemplu prin folosirea

constructiei modulare;

Posibilitatea de a fi conduse de la distanta, ceea ce impune cunoasterea si utilizarea unor

interfete complexe de comunicare;




119

Evolutie permanentă, datorita dinamicii cerintelor pietei si a posibilitatilor tehnologice de

execuţie.

Aplicaţii ale mecatronicii şi analizei structurale în domeniul maşinilor agricole

Aşa cum se specifică şi în [25] maşinile agricole mari fabricate astăzi sunt maşini

mecatronice, ele înglobează elemente de execuţie de mecanică fină, elemente electronice şi

microeletronice în automatizări şi sisteme inteligente care, funcţie de valorile unor parametri

de lucru iau decizii (după programe de calcul speciale) pe care le transmit elementelor de

execuţie modificând regimul de lucru. Astfel de maşini sunnt combinele de recoltat cereale

sau trestie de zahăr, sfeclă sau alte produse agricole.

O categorie de sisteme mecatronice complexe sunt sistemele care cartează recoltele şi

folosesc înformaţiile pentru remedierea sau recondiţionarea unor suprafeţe agricole.

Legat de analiza structurală, mecatronica poate folosi rezultatele acesteia în realizalea

părţii inteligente a sistemului mecatronic. De exemplu, sistemul de măsurare al forţei

necesare tracţiunii unui organ de lucru comunică nişte tensiuni care se convertesc în mărimi

electrice şi pot fi introduse numeric într-un program pentru a lua diverse decizii. Acesta este

cazul sistemului de măsurare prezentat la 4.6 şi care se poate generaliza pentru un plug.

Forţele de tracţiune se comunică sistemului inteligent montat pe tractor acesta poate calcula

parametrii optimi de lucru (pentru a realiza consumul minim de exemplu) şi comunică de

exemplu, viteza operatorului de pe tractor. Contribuţia analizei structurale la acest produs

mecatronic constă în modelarea structurală a procesului pentru a simula diverse situaţii şi a

evalua biunivocitatea relaţiei forţă – semnal tensometric, în sensul de a elimina cât mai mult

situaţiile când un efect poate fi produs de mai multe cauze.

Astfel de exemple pot continua, dar nu este subiectul nostru direct, astfel încât lăsăm

specialiştii în domeniu să descrie şi contureze prezentul şi viitorul mecatronicii la maşinile

agricole din România. Oricum aplicaţiile sunt multiple, aproape pentru toate tipurile de

maşini agricole.




120

curs operator pdf

Documents