proiectarea si calculul costului de fabricatie al unei masini de executat gauri de centrare

„Proiectarea şi calculul costului de fabricaţie al unei maşini de executat găuri de centrare”

Pag.1/84

2008


Pag.2/84

CUPRINS

2008


Pag.3/84

Capitolul I.Consideraţii generale. ………………………………………………..31.1 Prelucrarea suprafeţelor frontale de capăt şi centruirea. ……………………………………………..31.2 Schema cinematică şi funcţionarea maşinii de executat găuri de centrare. ………………………..11 Capitolul II.Proiectarea maşinii de executatgăuri de centrare. ……………………………………………………152.1 Alegerea motorului electric de antrenare. ………………………………………………………….152.2 Calculul cinetostatic al transmisiei reductoare. ……………………………………………..162.3 Proiectarea transmisiei prin curele. …………………………182.4 Calculul angrenajului cilindric cu cremalieră. ………………………………………………………….292.5 Proiectarea mecanismului şurub – piuliţă, cu frecare de alunecare. ……………………………………………..37Capitolul III.Proiectarea tehnologiei de fabricaţie apiesei „TIJĂ FILETATĂ”, componentă a maşinii deexecutat găuri de centrare. ………………………………………….433.1 Analiza constructiv-tehnologică a piesei. ……………………433.2 Stabilirea tipului de producţie şi a lotului optim. ……………………………………………………...45 3.3 Stabilirea tipului de semifabricat. ……………………………..463.4 Stabilirea itinerariului tehnologic. ……………………………..503.5 Calculul adaosurilor de prelucrare, stabilirea dimensiunilor intermediare. …………………………….53 3.6 Calculul regimurilor raţionale de aşchiere. …………………………………………………………….583.7 Normarea tehnică a operaţiilor de aşchiere. …………………………………………………………….693.8 Alegerea maşinilor-unelte şi a S.D.V.-urilor. …………………77Capitolul IV.Calculul costului de fabricaţie al maşiniide executat găuri de centrare. ………………………………………71Bibliografie. …………………………………………………………….83

2008


Pag.4/84

Capitolul I

CONSIDERAŢII GENERALE

1.1 PRELUCRAREA SUPRAFEŢELOR FRONTALE DE CAPĂT ŞI

CENTRUIREA

În producţia de unicate şi serie mică prelucrarea suprafeţelor frontale de

capăt şi centruirea se execută pe strunguri universale, cu avans transversal, odată

la un capăt apoi la al doilea capăt.

Fig. 1.1 Schema de principiu a agregatului de frezat şi

centruit cu masă deplasabilă

În producţia de serie mare şi de masă, această prelucrare, la arborii de

dimensiuni relativi mici (L < 1000 mm) se execută pe maşini speciale - agregat,

din rândul cărora se clasifică:

agregat de frezat şi centruit cu masă longitudinală, cu avans longitudinal,

(figura 1.1);

2008


Pag.5/84

agregat de frezat şi centruit cu tambur rotitor, cu avans circular, se

prezintă în figura 1.2.

Pe ambele maşini frezarea suprafeţelor frontale se execută simultan, în

timp ce masa se deplasează longitudinal, iar tamburul se roteşte, cu avans de lucru.

După frezare, la prima maşină, masa longitudinală se deplasează iar la cea

de-a doua maşină tamburul se roteşte cu avans rapid până în dreptul capetelor de

centruit, apoi se opreşte şi se execută centruirea, de asemenea simultan la ambele

capete ale arborelui.

Fig. 1.2 Schema de principiu a agregatului de frezat şi

centruit cu tambur rotativ

La maşina cu tambur rotitor, evacuarea şi încărcarea se execută în timp ce

are loc frezarea şi centruirea, ceea ce face ca productivitatea maşinii respective, să

fie mai mare decât a maşinii cu masă cu deplasare longitudinală intermitentă.

2008


Pag.6/84

Se mai folosesc pentru centruire, maşini simple de centruit, (figura 1.7)

care execută numai operaţia de centruire.

Găurile de centrare ale arborilor au o importanţă foarte mare atât pentru

operaţiile de strunjire, de rectificare, cât şi pentru multe, altele. La operaţiile de

reparaţie a arborilor se folosesc găurile iniţiale de centrare, precum şi atunci când

este nevoie a se găsi axa de simetrie a arborelui respectiv.

Găurile de centrare sunt de obicei bazele tehnologice pentru un şir întreg de

operaţii, ceea ce impune ca ele să fie date de Ia bun început cât se poate mai

concret, pentru a se putea menţine nedeteriorate tot timpul desfăşurării proceselor

tehnologice de prelucrare, precum şi în tot timpul exploatării, pentru a putea apoi

fi folosite ca baze tehnologice şi la reparaţia arborilor.

Fig. 1.3 Gaură de centrare cu suprafaţă de aşezare curbă

Pentru a putea fi respectate cele de mai sus, operaţiei de centruire i se

impun câteva condiţii importante, dintre care cele mai principale sunt următoarele:

întrucât găurile de centrare preiau pe lângă greutatea proprie a arborelui şi

forţele de aşchiere ce apar în timpul prelucrării, ele trebuie să fie baze

tehnologice solide. De aceea, găurile de centrare vor trebui să aibă nu

2008


Pag.7/84

numai o anumită dimensiune, ci şi o conicitate precisă, care să corespundă

întocmai cu conicitatea vârfului de strung.

Nerespectarea acestei condiţii duce la o deteriorare rapidă (prematură) a

găurilor de centrare, la deteriorarea însăşi a vârfurilor de strung, precum şi la erori

de formă la prelucrarea piesei, mai ales la prelucrările prin rectificare. Nu se

consideră a fi raţională stabilirea de toleranţe la unghiurile conurilor găurilor de

centrare, întrucât sunt foarte greu de controlat. Neajunsurile formei clasice a

găurilor de centrare au fost eliminate de găsirea unei noi forme a acestora, aşa

după cum se poate observa în figura 1.3;

ambele găuri de centrare trebuie să aibă o axă comună de simetrie.

Urmările nerespectării acestei reguli se pot observa în figura 1.4. Astfel ,

datorită necoaxialităţii găurilor de centrare, conici tatea vârfurilor de strung

nu corespunde cu aceea a găurilor de centrare, ceea ce face ca piesa să

nu se reazeme pe vârfuri cu întreaga suprafaţă conică a găurilor de centrare.

Găurile de centrare lucrează neuniform, lucru ce le provoacă o uzură

rapidă (prematură) producând în acelaşi timp şi o deteriorare a vârfurilor

de strung. Dacă găurile de centrare au forma prezentată în figura 1.3,

atunci condiţia aceasta nu mai trebuie să fie riguros respectată, pentru că şi

într-un caz şi în altul contactul între gaura de centrare şi vârful de strung se

face pe un cerc;

găurile de centrare trebuie date în aşa fel încât adaosul de prelucrare în

toate punctele de pe suprafaţa exterioară a piesei să fie egal pe cât posibil.

Dacă adaosul de prelucrare nu este uniform, atunci în timpul prelucrării

rezultă adâncimi de aşchiere diferite, deci forţe de aşchiere diferite, lucru ce face

ca la o rigiditate scăzută a strungului să se obţină o piesă cu o formă geometrică

neregulată. In urma centruirii incorecte, dacă adaosul de prelucrare nu este suficient

de mare, pe suprafaţa piesei prelucrate o să rămână pete negre.

Dacă semifabricatul nu este strâmb, atunci găurile de centrare vor trebui să fie

date exact în centrul suprafeţei de capăt.

În mod practic la centruirea semifabricatelor pe maşinile de centruit, dacă se

lucrează cu atenţie, se poate obţine o precizie de 0,3—0,8 mm în funcţie de

diametrul semifabricatului (10—200 mm).

2008


Pag.8/84

Fig. 1.4 Poziţia piesei când găurile de centrare sunt necoaxiale

Eroarea de centrare este cauzată de neregularitatea suprafeţei exterioare a

semifabricatului, care este bază tehnologică la fixarea lui în prismele de fixare a

maşinii de centrat. Pe lângă neregularităţile suprafeţei mai are influenţă asupra

erorii de centrare pe maşina de centrat şi curbura semifabricatului. La

semifabricatele forjate, din cauzele arătate mai sus, nu se poate obţine o precizie

mai mare de 1 — 3 mm la centruire. Dacă semifabricatul este bară trasă sau decojită în

prealabil la strung, la centruirea pe maşina de centruit se poate obţine o precizie de

0,05—0,2 mm. Dacă centruirea se face pe strung cu ajutorul ceasului comparator,

atunci găurile de centrat se pot da cu o precizie de 0,01—0,05 mm excentricitate.

Semifabricatele forjate mari (de obicei strâmbe) se centrează după trasaj.

Această operaţie de trasaj este de foarte mare răspundere, întrucât dacă

centruirea nu se face corect, pe lângă faptul că piesa ar putea fi rebutată, este foarte

mult îngreunată prelucrarea ei, ceea ce face ca şi costul să se ridice foarte mult.

Dacă se notează cu rmin mărimea care defineşte poziţia punctului celui mai

apropiat de pe suprafaţa semifabricatului faţă de axa lui de simetrie (în cazul de

faţă punctul A), iar cu R a celui mai îndepărtat punct, atunci mărimea maximă a

bătăii este:

2008


Pag.9/84

Δ = R – rmin (7.1.1)[7]

Dacă semifabricatul este bară laminată, iar centruirea nu s-a făcut corect (aşa

după cum se poate observa în figura 1.6), mărimea bătăii este:

Δ = rmax – rmin

În figura 1.5 este redată o secţiune transversală printr-un semifabricat forjat

liber pentru a putea arăta într-un mod mai sugestiv care este valoarea maximă a

„bătăii" faţă de centrul găurii de centrare.

Fig. 1.5 Secţiune transversală printr-un semifabricat forjat liber

Ştiind că Dsemif = rmax + rmin, se obţine:

2 · rmin = Dsemif – Δ (7.1.2)[7]

Deci, diametrul maxim teoretic ce se poate obţine dintr-un semifabricat

laminat cu diametrul Dsemif şi cu bătaia Δ, este egal cu diferenţa dintre ele.

În astfel de cazuri, când avem semifabricate laminate, în mod practic trebuie

să se rezolve următoarele probleme:

a - să se determine dacă piesa iese sau nu curată pe toată suprafaţa, în

urma centruirii făcută incorect (aşa cum se poate observa în figura 1.6);

2008


Pag.10/84

b - să se determine cu cât trebuie să se deplaseze gaura de centru pentru o

nouă centruire.

Fig. 1.6 Secţiune printr-un semifabricat din bară

laminată centruit excentric

Cunoscându-se mărimea diametrului semifabricatului Dsemlf şi mărimea bătăii

Δ, se poate scrie condiţia în care, în urma degroşării, servindu-se de gaura de

centru iniţială, se poate obţine arborele cu diametrul dat da:

da ≤ 2rmin – 2amin sau (7.1.3)[7]

da ≤ Dsemif – Δ – 2amin (7.1.4)[7]

Mărimea 2rmin (adică diametrul maxim) se determină cu relaţia (7.1.2). Pe

rază, în punctul A, trebuie să rămână un adaos minim de prelucrare amin pentru

operaţia de finisare, pentru a se asigura îndepărtarea defectelor stratului superficial.

Dacă condiţia de mai sus nu este îndeplinită, trebuie centrat din nou.

Mărimea minimă δmin cu care trebuie schimbate găurile de centrare iniţial pentru a

se obţine diametrul da dat, se determină cu relaţia:

2008


Pag.11/84

rmin + δmin ≥ da/2 + amin (7.1.5)[7]

de unde rezultă:

δmin ≥ da/2 + amin - rmin (7.1.6)[7]

Găurile de centrare date la ambele capete trebuie să aibă aceeaşi

adâncime faţă de suprafaţa de capăt a arborelui la toate semifabricatele lotului

respectiv.

Dacă se solicită confecţionarea unui lot de arbori de lungime L şi se notează

cu a lungimea segmentului cu diametrul cel mai mare, reglarea maşinii-

unelte la cotă cu ajutorul opritorului O, pentru a obţine dimensiunea a, s-a făcut

după primul arbore ale cărui găuri de centrare au adâncimea b. Adâncimea

găurilor de centrare ale celui de-al doilea arbore este b1, mai mare decât b adâncimea

găurilor de centrare a primului arbore, ceea ce face ca şi lungimea a1 să fie mai

mare decât a.

Precizia dimensiunii a este funcţie de precizia dimensiunii b. Eroarea de

aşezare care afectează dimensiunea a este egală cu toleranţa dimensiunii b conform

relaţiei cunoscute:

Єreal = δb

Deci, cu cât toleranţa adâncimii găurilor de centrare este mai mică, cu atât

va fi mai mic, câmpul de dispersie al dimensiunii de lungime a segmentelor arborilor

din lotul ce se prelucrează.

Găurile de centrare se pot executa cu un burghiu elicoidal şi apoi cu un

zencuitor sau în mod obişnuit cu un burghiu combinat special, numit burghiu de

centruit. Acesta din urmă are însă marele neajuns că este foarte fragil şi odată rupt

nu mai poate fi întrebuinţat.

În marea majoritate a uzinelor noastre constructoare de maşini s-au utilizat

diferite metode rapide de prelucrare, ceea ce a făcut ca vârful de strung fix, să fie

înlocuit cu vârful de strung mobil de diferite construcţii. Un mare neajuns însă al

acestor vârfuri de strung este acela că au o rigiditate mai mica decât vârfurile fixe.

Rigiditatea vârfurilor de strung mobile este aproximativ 1600 · 1O4 N/m, pe când

a vârfurilor fixe este de 9400 · 104N/m. Se recomandă a se folosi la prelucrarea

arborilor mari vârful de strung mobil tip L.P.I. a cărui rigiditate este 7000 · 1O4 [7].

La arborii grei centruirea se face după trasaj, iar trasajul se face după fir.

2008


Pag.12/84

Frezarea unei suprafeţe de capăt şi executarea găurii de centrare se face pe

maşina de găurit şi alezat orizontală.

La prelucrarea arborilor de precizie, găurile de centrare se îndreaptă (se

adâncesc cu câteva zecimi de mm) după operaţia de degroşare. După tratamentul

termic, înainte de rectificare, găurile se curăţă cu o piatră de ascuţit cu vârful conic.

1.2 SCHEMA CINEMATICĂ ŞI FUNCŢIONAREA MAŞINII DE EXECUTAT

GĂURI DE CENTRARE

Maşina de executat găuri de centrare se poate utiliza pentru executarea găurilor

de centrare în piese de tipul „arborilor şi buloanelor”, cu diametre având valori de până

la ø 150 mm, piese executate în special în fabricaţia de serie.

Principalele mişcări de lucru întâlnite la funcţionarea maşinii de executat găuri de

centrare sunt:

1. mişcarea principală de aşchiere, executată de către scula aşchietoare –

burghiul de centruit, la baza mişcării fiind un motor electric de acţionare;

2. mişcarea de avans vertical, a arborelui port-sculă executată manual, prin

intermediul unei roţi de mână;

3. mişcarea de avans vertical a coloanei principale executată manual, prin

intermediul unei roţi de mână;

4. mişcarea de orientare poziţionare a piesei de prelucrat, executată manual

prin intermediul mecanismului şurub piuliţă cu frecare de alunecare;

5. mişcarea de blocare a coloanei principale în poziţia dorită;

6. mişcarea prin intermediul căreia piesa de prelucrat este fixată în bacurile

maşinii de executat găuri de centrare.

În figura 1.7 se prezintă schema cinematică a maşinii de executat găuri de

centrare.

S-au notat următoarele părţi componente (notarea fiind făcută cu respectarea

poziţiilor principale al maşinii de executat găuri de centrare):

Ps. piesa de prelucrat;3. roată de curea condusă;9. carcasă;12. fus – arbore portsculă;13. vârf de centrare;

2008


Pag.13/84

Fig. 1.7 Schemă cinematică maşină de executat găuri de centrare

15. tijă filetată;16. bucşă filetată;18. pârghie;

2008


Pag.14/84

19. pârghie;25. cremalieră, (z = 10, m = 2,5);30. roată de curea conducătoare;31. coloană principală, (z = 161, m = 3);32. roţi dinţate, (z = 16, m = 3);43. contragreutate;45. roată dinţată, (z = 20, m = 2,5);65. rulmenţi radiali cu bile;66. rulment axial cu bile;82. curea trapezoidală clasică;84. motor electric de acţionare.

Mişcarea principală de aşchiere se obţine acţionând motorul electric (84).

Pe arborele motor este montată roata de curea conducătoare (30) – în etaj,

existând astfel posibilitatea ca la ieşire arborele portsculă (12) să realizeze 3 valori de

turaţii diferite. De la roata de curea conducătoare (30), prin intermediul curelei

trapezoidale clasice de tip A (82), mişcarea este transmisă roţii de curea conduse (3),

montată pe fusul (12) (arborele portsculă).

Fusul (12) este montat în carcasa (9), în lagăre de rostogolire, rulmenţii radiali cu

bile (65) seria 6005, STAS 3041, rulmenţii radiali cu bile seria 6007, STAS 3041 şi

rulmentul axial cu bile (66), seria 51205, STAS 3921.

Mişcarea de avans a sculei aşchietoare se realizează acţionând braţele roţii (54),

montate în butucul (53), montat pe axul (48).

Roata dinţată (45), (z = 20, m = 2,5), montată pe axul (48), acţionează cremaliera

(25), (z = 10, m = 2,5) care este montată pe bucşa fusului (12), realizând astfel

mişcarea de avans principal a sculei aşchietoare – burghiul de centruire.

Coloana principală (31), prevăzută cu cremalieră (z = 161, m = 3), solidară cu

ansamblul maşinii de centruit, poate fi deplasată pe verticală prin acţionarea roţilor

dinţate (32) (z = 16, m = 3), realizându-se astfel mişcarea de avans pe verticală a

coloanei.

Blocarea coloanei principale (31) în poziţia dorită, se face cu ajutorul sistemului

de pârghii (18), (19), şi a contragreutăţii (43).

Piesa de prelucrat este orientată prin intermediul mecanismului şurub piuliţă cu

frecare de alunecare (15), (16), şi fixată prin intermediul bacurilor (37) şi (41), acţionate

cu ajutorul braţului (36) şi a discului (35).

2008


Pag.15/84

Capitolul II

PROIECTAREA MAŞINII DE EXECUTAT

GĂURI DE CENTRARE

2.1 ALEGEREA MOTORULUI ELECTRIC DE ANTRENARE

Se alege din tab.(0.1)[9], un motor ASI 90S – 24 – 4, asincron trifazat cu rotorul

în scurt circuit, de uz general, la care tipul motorului este simbolizat prin trei litere:

A – asincron trifazat;

S – cu rotorul în scurtcircuit;

I – în construcţie închisă;

două (trei cifre), ce indică înălţimea axei arborelui în (mm), faţă de planul

tălpilor de fixare;

o literă, ce dă gabaritul;

2 cifre, linie şi o altă cifră, ce exprimă diametrul arborelui în (mm) şi

respectiv numărul de poli.

Se extrag caracteristicile motorului electric ales, din tabelul (0.4)[9]:

Tipul

motorului

Puterea[kW]

Turaţia[rot/min]

Curent nominal la

380VA

Randamentη %

ASI 90S-24-4 0,75 1500 11,99 84

Cos φ Ip / In Mp /Mn Mmax / MnMasa netă

[kg]GD2

[Nm2]0,83 6,2 2 2,2 59,5 1,15

Dimensiunile de gabarit ale motoarelor asincrone cu rotorul în scurtcircuit

(mm), din seria unitară, construcţie cu tălpi, se extrag din tab.(0.5)[9].

Gabaritul A AA AB AC AD B BA BB C D E F

90S 24 216 62 278 275 194 140 65 292 8938

30 10

GD H HA HC HD L

8 132 21 270 305 452

2008


Pag.16/84

Schema de principiu a motorului electric, cu principalele dimensiuni de gabarit puse

în evidenţă, se prezintă în figura 2.1.

Fig. 2.1 Motor electric asincron trifazat, construcţie cu tălpi

2.2 CALCULUL CINETOSTATIC AL TRANSMISIEI REDUCTOARE

În tema de proiectare se dau date ce permit calcularea puterii rezistente P r [kW],

şi a vitezei unghiulare ωr [rad/s] la arborele condus „k”, al transmisiei şi care antrenează

maşina de lucru.

În general, transmisiile mecanice se obţin prin legarea în serie a unor

mecanisme, cu rapoarte de transmitere parţiale „i” şi randamente mecanice parţiale

„ηi”, deci raportul total de transmitere „i” şi randamentul total „η” al transmisiei se

determină cu relaţiile :

pag7 [9]

pag7 [9]

2008


Pag.17/84

în care cu „k” s-a notat numărul de mecanisme înseriate, ce sunt parcurse de

fluxul de energie mecanică.

Se cunosc următoarele date: P1= Pmot [kW] , ω1= ωmot [rot/min].

Pentru a face calculul de rezistenţă al unei transmisii mecanice este necesar să

se determine distribuţia puterii Pj , momentelor de transmisie Mj , a vitezelor unghiulare

wj si a turaţiilor nj pe arborele transmisiei cu relaţiile :

(3.17) [9]

(3.18) [9]

(3.19) [9]

(3.20) [9]

Calculele se fac pornind de la j=1, pentru care : P1= Pm , ω1= ωm şi n1= nm şi se

încheie cu ultimul arbore „k”, pentru care se determină parametrii cinematici şi dinamici

asiguraţi la arborele de ieşire al transmisiei care antrenează maşina de lucru.

Randamentele mecanice parţiale „ηj” (orientative) se extrag din tab. (0.2) [9].

arborele motorului electric (1):

puterea (P) P1 = 0,75 kw

turaţia (n) n1 = 1500 rot/min

viteza unghiulară (ω) ω1= rad/s

moment de torsiune (Mt) Mt1= Nmm

arborele port-sculă (2), pentru raportul de transmisie ic = 0,7:

P2 = P1 η1 = 0,75 0,96 = 0,72 kw

n2 = rot/min

ω2= rad/s

Mt2 = Nmm

arborele port-sculă (2), pentru raportul de transmisie ic = 1:

2008


Pag.18/84

P2 = P1 η1 = 0,75 0,96 = 0,72 kw

n2 = rot/min

ω2= rad/s

Mt2 = Nmm

arborele port-sculă (2), pentru raportul de transmisie ic = 1,4:

P2 = P1 η1 = 0,75 0,96 = 0,72 kw

n2 = rot/min

ω2= rad/s

Mt2 = Nmm

2.3 PROIECTAREA TRANSMISIEI PRIN CURELE

Algoritmul de calcul este conform STAS 1163-91 , tabelul (2.13) [13].

a) Roţile de curea cu raportul de transmisie ic = 0,7

Date iniţiale:

Puterea de calcul Pc la arborele roţii conducătoare:

Numărul de ore de funcţionare pe zi NS = 2 schimburi = 16 ore.

Tipul curelei – trapezoidală clasică.

Turaţia roţii conduse :

Raportul de transmitere:

ic = 0,7

Elemente de calcul:

2008


Pag.19/84

Tipul curelei: din figura (2.25) [13] - trapezoidală clasică - tip A.

Diametrul primitiv al roţii mici, Dp1 [mm], se alege constructiv din tab.(2.19) [13],

spre limitele inferioare, de preferinţă mărimi marcate (++):

Diametrul primitiv al roţii mari, Dp2 [mm]:

Mărimea calculată se rotunjeşte conform tabelului (2.19) [13]:

Diametrul primitiv al rolei de întindere, Dpo [mm]:

**Numai dacă se alege tensionarea curelei cu rolă de întindere (soluţie

dezavantajoasă).

Distanţa între axe (preliminară), ap [mm]:

se acceptă o mărime medie,

Diametrul primitiv mediu al roţilor de curea, Dpm [mm]:

Unghiul preliminar de înfăşurare al curelei pe roata mică şi pe roata mare, b1p ,

b2p [grd]:

Lungimea primitivă a curelei (pentru ramuri deschise şi 2 roţi), Lp [mm], pentru

:

Lp = 2ap + π Dpm +

Mărimea obţinută se rotunjeşte la una apropiată standardizată, din tabelul (2,21)

STAS 7192/2 - 83 [13] pentru curele trapezoidale înguste:

2008


Pag.20/84

± 13 mm

Distanţa dintre axe definitivă, a [mm] pentru :

unde :

q = 0,125 (Dp2 –Dp1)2 = 253,125 Unghiul

dintre ramurile curelei (ramuri deschise şi 2 roţi) :

Unghiurile de înfăşurare ale curelei pe cele 2 roţi (definitive) b1 , b2 [grd]:

Viteza periferică a curelei, v [m/s],

se recomandă valori admisibile va = 40 [m/s], pentru curele trapezoidale înguste.

Coeficientul de funcţionare, Cf:

Cf = 1,4 tab.(2,22) [13]

Coeficientul de lungime, CL:

CL = 0,93 tab.(2,23) [13]

Coeficientul de înfăşurare, Cb:

Cb = 0,99 tab.(2,24) [13]

Puterea nominală transmisă de o curea, P0 [kW], tab.(2.3) pentru curea

trapezoidală îngustă:

- prin interpolare

Numărul preliminar de curele, z0:

Coeficientul numărului de curele, Cz = 0,95 , tab.(2,37) [2].

Numărul definitiv de curele, z:

2008


Pag.21/84

Se recomandă z £ 8 (max.12), numărul de curele se poate reduce mărind Dp1

sau schimbând tipul curelei.

Numărul de roţi ale transmisiei, x = 2.

Frecvenţa încovoierii curelelor pe roţi, f [Hz]:

se recomandă pentru curea trapezoidală cu inserţie şnur.

Forţa periferică transmisă, F [N]:

Forţa de întindere iniţială a curelei, S0 [N]:

Cotele de modificare a distanţei între axe (pentru întinderea curelei), X,Y [mm]:

Notarea curelei trapezoidale:

A - 1250 - STAS 7192/2 – 89.

Dimensiunile aproximative ale secţiunii (axb) : A(13 x 8)

lp = 11 mm

h = 8 ± 0,3 mm

n = 2,8 mm

a = 40° ± 1

În figura 2.2 se prezintă dimensiunile curelei trapezoidale clasice:

2008


Pag.22/84

Fig. 2.2 Dimensiunile curelei trapezoidale

b) Roţile de curea cu raportul de transmisie ic = 1

Date iniţiale:






ic = 1

Elemente de calcul:


2008


Pag.23/84







dezavantajoasă).





b2p [grd]:


:

Lp = 2ap + π Dpm +



2008


Pag.24/84

± 13 mm


unde :

q = 0,125 (Dp2 –Dp1)2 = 253,125 Unghiul






Cf = 1,4 tab.(2,22) [13]


CL = 0,93 tab.(2,23) [13]


Cb = 0,99 tab.(2,24) [13]



- prin interpolare




2008


Pag.25/84









c) Roţile de curea cu raportul de transmisie ic = 1,4

Date iniţiale:






ic = 1,4

Elemente de calcul:


2008


Pag.26/84







dezavantajoasă).





b2p [grd]:


:

Lp = 2ap + π Dpm +



2008


Pag.27/84

± 13 mm


unde :

q = 0,125 (Dp2 –Dp1)2 = 253,125 Unghiul






Cf = 1,4 tab.(2,22) [13]


CL = 0,93 tab.(2,23) [13]


Cb = 0,99 tab.(2,24) [13]



- prin interpolare




2008


Pag.28/84









S-au notat următoarele dimensiuni:

o lăţimea primitivă a canalului, Wd = 11 mm;

o înălţimea canalului deasupra liniei de referinţă, b = 2,75 mm;

o adâncimea canalului sub linia de referinţă, h = 8,7 mm;

o distanţa dintre axa canalului extrem şi suprafaţa frontală vecină a

roţii de curea, f = 10 +2-1 mm;

o distanţa dintre axele a două canale vecine, e = 12±0,3 mm;

o unghiul canalului, α = 340 …… 380;

o abateri, ±10;

o numărul de curele, z = 1 curea.

Lăţimea roţii de curea se calculează cu relaţia:

L = (z – 1) e + 2 f = 20 mm

În figura 2.3 se prezintă forma şi dimensiunile canalelor pentru curele

trapezoidale clasice şi înguste:

2008


Pag.29/84

Fig. 2.3 Forma şi dimensiunile canalelor pentru

curele trapezoidale şi înguste

2.4 CALCULUL ANGRENAJULUI CILINDRIC CU CREMALIERĂ

Alegerea unui angrenaj cu cremalieră este dictată de condiţii de rezistenţă, cursa

cremalierei şi numărul de rotaţii executate de pinion.

Se va face un calcul al elementelor geometrice ale angrenajului cilindric cu

cremalieră şi dinţi înclinaţi, unghiul de înclinare al danturii rezultând din condiţii

cinematice şi de rezistenţă.

2.4.1 Particularităţi constructive şi tehnologice

Jocul dintre flancuri, precum şi elementele danturii şi ale angrenajului care

determină acest joc, sunt stabilite independent de clasa de precizie a cremalierelor şi a

angrenajelor cu cremalieră.

Astfel jocul de bază jc dintre flancuri se consideră jocul normal minim, care

asigură compensarea mişcării jocului dintre flancuri datorită încălzirii angrenajului la o

diferenţă de temperatură de 250 dintre carcasă şi angrenaj.

2008


Pag.30/84

În general angrenajul cilindric cu cremalieră nu ridică probleme speciale de

proiectare decât sub aspectul utilizării unui pinion cu un număr minim de dinţi, fiind

necesară deplasarea profilului acestuia, iar în cazul când se foloseşte ca bază de

măsurare, altă suprafaţă decât baza constructivă a cremalierei, erorile induse trebuie

compensate prin micşorarea toleranţei de execuţie.

În cazul când elementele geometrice ale angrenajului cilindric cu cremalieră, au

elemente geometrice exprimate în ţoli, se procedează după următoarea metodologie :

pasul circular dat în [mm], se va înlocui cu:

Circular Pitch = lungimea cercului de divizare / numărul de dinţi =

unde :

p – pasul (circular Pitch), în ţoli

Dd – diametrul de divizare (ţoli)

z1 – numărul de dinţi la pinion

Modulul va fi înlocuit cu:

P = Diametral Pitch =numărul de dinţi / diametrul de divizare =

P este diametral Pitch în număr de dinţi pe un ţol din Dd .

Relaţiile de legătură între circular Pitch, Diametral Pitch şi modul sunt:

P =

p = 0,1237 m =

m = 8,0854 p

2.4.2 Calculul elementelor geometrice ale cremalierei

Elementele geometrice ale cremalierelor se prezintă în figura 2.4:

2008


Pag.31/84

Fig. 2.4 Elementele geometrice ale unei cremaliere

Date de proiectare :

α0n = 200; W0n = 0,25 ; f0n = 1; mn = 5,5 ; clasa de precizie 7JD

Algoritmul de calcul, din [5], tabelul (3.1).

Elemente de calcul :

numărul de rotaţii executate de pinion, n1

n1 = 1 / 2,24 = 0,446 rotaţii ale roţii dinţate

la n1 rotaţii ale pinionului, cremaliera se deplasează cu l0 = 70 mm

cursa cremalierei, l0

l0 = 70 mm, s-a impus din condiţii cinematice

numărul teoretic de dinţi pe care trebuie să-l aibă un pinion cu dinţi drepţi,

pentru ca la n rotaţii, cremaliera să realizeze cursa l0, z1’*

z1’*=

z1’ = 20 dinţi, se respectă condiţia z1 < z1

’

unghiul de înclinare al dintelui în grade sexagesimale, β

2008


Pag.32/84

β = arccos

modulul frontal, mf

mf = mm

pasul normal, pn

pn = π mn = π 2,5 = 7,854 mm

pasul frontal, pf

pf = π mf = π 2,5 = 7,854 mm

grosimea dintelui în secţiunea normală, Sn

Sn = 0,5 π mn = 0,5 π 2,5 = 3,927 mm

toleranţa la grosimea dintelui, tabelul (3.8), pagina 104

[Sn] –(As min+Ts)–As min

Sn = 3,927-0,160-0,085 mm

înălţimea dintelui, h

h = 2,25 mn = 2,252,5 = 5,625 mm

numărul de dinţi teoretic necesari la cremalieră

z0 = 0,5n1z1 =0,50,44620 = 4,46 ~ 5 dinţi

numărul efectiv de dinţi necesari pentru cremalieră

z*c > z0

z*c = z0 + 2 + 2 + 1 = 10 dinţi, recomandat pentru siguranţa

angrenării la capetele cremalierei

lungimea cremalierei, L

L = mm

eroarea cumulată de pas, Ecp

Ecp= ± 0,040 mm, tab.(3.3), pag.103

toleranţa erorii profilului şi a variaţiei profilului, Tfp

Tfp = 0,022 mm, tab.(3.5), pag.104

abaterea de pas ,, Ap’’

Ap = ± 0,018 mm, tab.(3.5), pag.104

toleranţa pentru criteriul de contact dintre dinţi, pc %

pc % = 45, în înălţime

2008


Pag.33/84

pc % = 60, în lungime, tab.(3.4), pag.104

toleranţa la direcţia dintelui, Td

Td = 0,017, tab.(3.4), pag.104

Profilul cremalierei în secţiunea normală se prezintă în figura 2.5:

Fig. 2.5 Profilul cremalierei în secţiune normală

2.4.3 Calculul elementelor geometrice ale roţii dinţate

Algoritmul de calcul al danturilor cilindrice cu dinţi drepţi, se prezintă în [7],

tabelul (14.21).

Date iniţiale :

numărul de dinţi :

z1 = 20

unghiul de înclinare al dintelui :

b = 0°

modulul standardizat :

mn = 2,5

modulul frontal :

profilul de referinţă standardizat :

an = 20° ; h*a = 1 ; c* = 0,25

unghiul profilului în plan frontal :

2008


Pag.34/84

at = an = 20°

Parametrii de bază ai angrenajului

diametrul de divizare, d :

d1 = mtz1 = 50 mm

diametrul de picior, df :

înălţimea dinţilor, h :

scurtarea dinţilor, h :

unde :

diametrul de cap, da :

= 55 mm

diametrul de bază, db :

46,98 mm

Verificarea calităţilor geometrice ale angrenajului

verificarea lipsei ascuţirii dinţilor pe cilindrul de cap, grosimea dinţilor,

sa1 ≥ 0,3 :

mm

unde :

2008


Pag.35/84

verificarea lipsei subtăierii, u1 ≥ 0 :

mm

Dimensiunile nominale de control:

Pentru verificarea profilului frontal şi direcţiei dinţilor

raza de bază, rb :

razele de curbură în punctele caracteristice ale profilului,

mm

mm

mm

unghiul de înclinare al direcţiei pe cilindrul de bază, bb :

bb = 0

Pentru verificarea poziţiei relative a dinţilor

pasul angrenării,

Pentru verificarea poziţiei profilului de referinţă

coarda constantă, :

înălţimea la coarda constantă, :

condiţia de măsurare a coardei constante;

1,24 < 10,39 < 14,299

unde : ;

2008


Pag.36/84

raza de curbură a profilului la vârful dinţilor

unghiul de presiune ax1,2 în punctul de măsurare a lungimii peste dinţi (pe

cilindrul de diametru dx1,2 = d1,2 + 2x1,2mn)

ax1 = at = 20°

numărul de dinţi (de calcul) Nc , în intervalul de măsură al lungimii WN:

2,72 dinţi 3 dinţi

lungimea peste N dinţi, WN :

condiţiile de măsurare a lungimii WN :

;

diametrul bilelor (rolelor) de control DB , la măsurarea peste bile (role):

DB tab = 4,4 mm

unghiul de presiune la centrul bilelor (rolelor) de control aB1,2 :

aB1 = 25°1’ =25,01666

diametrul cilindrului de aşezare a centrelor bilelor (rolelor) de control dB1,2:

mm

lungimea peste bile, MB1,2 :

; la roţile cu z1,2 par

2008


Pag.37/84

; la roţile cu z1,2 impar

MB1 = 51,848 + 4,4 = 56,248 mm

condiţia de măsurare a lungimii, MB

MB1 > da1 ; 56,248 > 55

2.5 PROIECTAREA MECANISMULUI ŞURUB – PIULIŢĂ, CU FRECARE DE

ALUNECARE

Metodica de calcul a şurubului de mişcare se prezintă în [9].

a) Date iniţiale

1) Forţa axială maximă din exploatare

F = 100 kN = 100000 N = 10000 kgF = 10 tF

2) Tipul suprafeţei de rezemare

Guler cu frecare de alunecare

3) Materialul şurubului

OLC 45, STAS 880 – 98, – grupa 10……8

rezistenţa la rupere σr = 1000 MPa

limita de curgere σc = 900 MPa

4) Materialul piuliţei

OLC 45, STAS 880 – 88, – grupa 8

5) Cursa şurubului

Lc = 95 mm

6) Lungimea tijei şurubului

Lt = 225 mm, constructiv Lt > Lc

b) Predimensionarea şurubului

1) Tipul filetului

Se alege un filet trapezoidal, conform SR ISO 2901 - 96, figura 2.6 şi dimensiuni

conform tabelului 2.1 :

Tabelul 2.1

pasul diametrul filetului înălţimea jocul raza

2008


Pag.38/84

p mmfiletuluih1 mm

2amm

rmm

şurubmediuD2=d2

piuliţă

exteriord mm

interiord1 mm

exteriorD mm

interiorD1 mm

6 32 25 29 33 26 3,5 1 0,25

2) Numărul de începuturi ale filetului

i = 1

Fig. 2.6 Elementele geometrice ale filetului trapezoidal

3) Limita de curgere, material şurub - piuliţă

σc = 900 MPa

4) Rezistenţa la rupere, material şurub - piuliţă

σr = 1000 MPa

5) Coeficientul de siguranţă admisibil faţă de σc

ca = 4

6) Tensiunea admisibilă la tracţiune

σat = σc / c = 900 / 4 =225 MPa

7) Diametru interior necesar (preliminar) din condiţia de rezistenţă la tracţiune –

compresiune

2008


Pag.39/84

d1 prel.= mm

8) Diametrul nominal al filetului ales

Tr 32 x 6 ; (SR ISO 2901 – 96)

9) Pasul filetului ales

p = 6 mm

10) Înălţimea spirei filetului, raza şi jocul

h1 = 3,5 mm ; r = 0,25 mm ; 2a = 1 mm

11) Diametrul interior al filetului ales

d1 = 25 mm ; D1 = 26 mm

12) Diametrul exterior al filetului ales

d = 32 mm ; D = 33 mm

13) Diametrul mediu (nominal) al filetului ales

d2 = 29 mm ; D2 = 29 mm

c) Calcule de verificare a tijei şurubului

1) Unghiul mediu de înclinare a elicei filetului

α = arctg

2) Coeficientul de frecare

μ = 0,115, pentru cazul de frecare oţel pe oţel

3) Unghiul de frecare

φ = arctg

unde: β = 60

4) Condiţia de autofrânare

α φ

3046’4’’ 60 34’ 9’’

5) Diametrul exterior al suprafeţei de sprijin

Di = 33 mm; De = 50 mm

6) Diametrul mediu al suprafeţei de sprijin

2008


Pag.40/84

Dm = mm

7) Momentul de răsucire de frecare din spirele filetului

Mrs = 0,5Fd2 tg (α + φ) = 0,510000029tg 10,3372 = 264482,3 Nmm

8) Momentul de răsucire de sprijinire

Mrp = 0,5μr Dm F = 0,50,00910000042,1 = 18936,15 Nmm

unde: μr = 0,008 …… 0,01

9) Momentul de răsucire maxim la care este supusă tija filetată

Mr max = Mrs = 264482,3 Nmm

10) Momentul de răsucire total aplicat la cheie

Mr tot = Mrs + Mrp = 283418,44 Nmm

11) Lungimea mânerului cheii de strângere

L = (12………20)d = (12………20)32 = 384…………640 mm

12) Forţa care trebuie aplicată la mânerele cheii

Q =Mrtot/L = 283418,44/ 384……640 = 738………443 N

13) Forţa aplicată de un om

F’ = 450 N

14) Tipul acţionării (manuală sau mecanizată)

acţionare manuală pentru Q 500 N

15) Randamentul transmisiei cu şurub de mişcare

η =

33,69 %

16) Tensiunea tangenţială la solicitarea de răsucire

τnr = MPa

17) Tensiunea nominală la solicitarea de tracţiune

σnt = MPa

18) Tensiunea echivalentă la solicitarea compusă de tracţiune şi răsucire

σe =

2008


Pag.41/84

19) Lungimea de flambaj a tijei şurubului (cric cu piuliţă rotitoare)

lf = 2 Lt = 2 225 = 450 mm

20) Coeficientul de zvelteţe de referinţă

λ0 = 55

21) Coeficientul de zvelteţe

λ = 4lf / d1 = 4450 / 25 = 72

22) Domeniul de solicitare la flambaj

elastic, λ > λ0

23) Secţiunea minimă

A = mm2

24) Tensiunea critică de flambaj

pentru domeniul elastic :

σf = = 999,52 MPa

unde: E = 2,1 105 MPa, modulul de elasticitate longitudinal

25) Coeficientul de siguranţă la flambaj

cn = > ca = 4……7

26) Presiunea pe suprafaţa de sprijin (lagăr cu alunecare)

pns = MPa

27) Presiunea admisibilă la strivire a peliculei de lubrifiant pe suprafaţa de sprijin

pas = 120 MPa

28) Verificarea la strivire a peliculei de lubrifiant pe suprafaţa de sprijin

pns pas

d) Calcule de verificare a spirelor filetului

1) Rezistenţa (tangenţială) de rupere la forfecare

τrf = (0,6………0,7) σr = 600………700 MPa

2) Tensiunea admisibilă la forfecarea spirelor filetului

pentru d/p < 9

2008


Pag.42/84

τafs = τrf 5p/d =6500,1875 5= 609,37 MPa

3) Tensiunea admisibilă la strivire a peliculei de lubrifiant

pentru oţel pe oţel,

pas = 60 MPa

4) Grosimea spirei filetului

pentru filet trapezoidal,

hs = 0,634p = 0,6346 = 3,804 mm

5) Numărul de spire din condiţia de strivire a peliculei de lubrifiant

z = spire

se alege z = 6 spire, respectând condiţia z 10

6) Înălţimea spirei

m = (z + 1) p = (6 + 1) 6 = 42 mm

7) Tensiunea de forfecare a spirelor filetului

τaf = MPa

8) Înălţimea spirei filetului

pentru filet trapezoidal, Hs = 0,5p = 0,56 = 3 mm

9) Tensiunea de încovoiere a spirelor filetului

σni = MPa

Capitolul III

PROIECTAREA TEHNOLOGIEI DE FABRICAŢIE A

PIESEI „TIJĂ FILETATĂ”, COMPONENTĂ A MAŞINII DE

EXECUTAT GĂURI DE CENTRARE

3.1 ANALIZA CONSTRUCTIV – TEHNOLOGICĂ A PIESEI

În figura 3.1, se prezintă piesa de prelucrat, tijă filetată (poziţia 15 – fig. 1.7,

schemă cinematică maşină de executat găuri de centrare):

2008


Pag.43/84

Fig. 3.1 Tijă filetată

a) Descriere constructivă

Piesa „tijă filetată”, se va executa în clasa de precizie mijlocie, conform STAS

2300-98, şi se concretizează prin următoarele condiţii tehnice impuse.

oPrecizie dimensională, realizare cote Φ50h6, Φ14H7, Tr32x6; oPrecizie geometrică, coaxialitate, 0,02 milimetri între zonele Φ50h6 şi

Φ15H7;oCalitatea suprafeţei, rugozitate generală: Ra = 6,3 (m);oRugozitate impusă: Ra = 3,2 ; Ra = 1,6; Ra = 0,8 (m).

b) Descriere funcţională

2008


Pag.44/84

Piesa face parte din ansamblul „Maşină de executat găuri de centrare”, având

rolul de reglare – poziţionare a vârfului de centrare, pe care se orientează şi fixează

piesa tip arbore sau bulon. Reglajul se face prin intermediul mecanismului cu şurub de

mişcare şi piuliţă trapezoidală.

c) Materialul de prelucrat

Din STAS 880 – 98, se alege un oţel carbon de calitate pentru tratament termic,

destinat construcţiei de maşini, OLC 45.

Din tabelul 3, pagina 3, STAS 880 – 98, se extrage compoziţia chimică a

materialului ales.

Marca

oţeluluiCalitatea

Compoziţia chimică, %

C Mn S P

OLC 45 X 0,42 … 0,50 0,50 … 0,80 max. 0,035 max. 0,035

Tratamentul termic aplicat probelor se extrage din tabelul 7, STAS 880 – 98,

pag. 9:

Marcaoţelului

Tratament termicNormalizare Călire Revenire

TemperaturaoC

Mediu de

răcire

TemperaturaoC

Mediu de

răcire

TemperaturaoC

Mediu de

răcireOLC 45 840 … 870 aer 820 … 850 apă 540 … 680 aer

Din tabelul 5, pagina 8, STAS 880 – 88, se extrag caracteristicile mecanice

garantate pe produs, determinate pe probe tratate termic.

Duritatea maximă a produselor livrate în stare laminată se stabileşte la înţelegere

între producător şi beneficiar.

Pentru mărcile de oţel la care nu se precizează valorile durităţii în stare

normalizată, acestea se stabilesc prin contract.

Marcaoţelului

Felultratamentului

termic***

Limita de

curgere

Rezistenţala rupere 1)

Rm

Alungireala rupere

A5, %,

Gâtuireala

rupere

DuritateBrinellîn stare

2008


Pag.45/84

Rp 0,2

N/mm2 N/mm2 min.Z ,%,min.

delivrare,

HB max.

OLC 45 CR 500 700 … 850 14 30 207

3.2 STABILIREA TIPULUI DE PRODUCŢIE ŞI A LOTULUI OPTIM

a) Stabilirea tipului de producţie

Pentru determinarea tipului de producţie s-a făcut un calcul preliminar al ritmului

probabil de prelucrare cu relaţia :

Rt = [ore/buc]

unde : Ft – fondul de timp disponibil

Ft = [Zc – (Zl + Zs)]nsKs [ore/an]

Avem :

Zc = 365 zile; Zl = 104 zile libere; Zs = 8 zile sărbători legale; n = 8 ore/schimb; s = 2 schimburi; Ks = 0,8…………1, coeficient de corecţie.

Ft = [365 – (104 + 8)] 0,982 =3643 ore/an

Se calculează apoi producţia fizică, Qp :

Qp = 6000/n + 2000n =11200 buc/an

Ritmul de prelucrare, rt :

Rt = ore/buc

Se calculează în final indicele de producţie, Kt :

Kt =

Valoarea indicelui Kt determină o producţie de serie mică şi de masă.

b) Calculul lotului optim de prelucrare

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

nlot = [buc/lot]

2008


Pag.46/84

unde :

o k = 5………12, coeficient de pondere;o tpi = 52 min, suma timpilor de pregătire-încheiere;o tu = 75 min, suma timpilor unitari.

nlot = buc/lot

3.3 STABILIREA TIPULUI DE SEMIFABRICAT

Principalii indicatori la consumul de metal sunt următorii:

o norma de consum;o consumul specific;o coeficientul de utilizare a metalului;o procentul deşeurilor de metale.

Organigrama de calcul se prezintă în figura 3.2:

2008


Pag.47/84

Fig. 3.2 Organigrama de calcul pentru alegerea semifabricatului

2008


Pag.48/84

Consumul specific reprezintă cantitatea de materie primă, material care a fost

consumat la execuţia unei unităţi de produs finit.

Coeficientul de utilizare a metalului este indicele care arată gradul de înglobare a

unui metal în produsul finit şi se determină cu relaţia:

(5.36)[11]

În cazul când se urmăreşte modul de utilizare a unui metal în procesul tehnologic

în scopul cunoaşterii pierderilor tehnologice, se calculează coeficientul de utilizare

tehnologic, cu relaţia:

(5.37)[11]

unde: Ct - consumul tehnologic

Procentul deşeurilor de metal, rezultă din relaţia:

(5.39)[11]

În ceea ce priveşte structura, norma de consum se compune din următoarele

elemente de bază:

consumul tehnologic;

pierderile tehnologice.

Se determină cu relaţia:

(5.40)[11]

Consumul tehnologic reprezintă cantitatea de materie primă, material sau

energie prevăzută a se consuma pentru executarea unei unităţi de produs.

(5.41)[11]

unde:

Cu - consumul util, reprezintă cantitatea netă de metal încorporat într-un produs

sau o piesă, executată conform documentaţiei tehnologice.

La calculul normei de consum se mai ţine seama de următoarele:

în cazul când capetele de fixare, capetele rezultate din indivizibilitatea barelor

într-un număr întreg de semifabricate şi abaterea pozitivă a barelor cu lungimi

2008


Pag.49/84

fixe sau multiple pot fi întrebuinţate pentru prelucrarea altor piese, nu se adaugă

la norma de consum;

capetele oblice sau strivite ale barelor se adaugă la norma de consum;

se va ţine cont de pierderile prin debitare de la suprafeţele frontale ale pieselor,

conform tabelul (5.11)[11];

dacă lungimea semifabricatului nu permite folosirea lui drept capăt de fixare în

dispozitivul de strângere al maşinii de debitat, pierderile se adaugă la norma de

consum.

Ţinând seama de forma piesei (simplă, complexă), de dimensiunile relative

( mici, mari), şi de materialul din care se execută piesa, se alege un semifabricat

laminat, forjat, matriţat, turnat sau prelucrat mecanic.

Într-un prim calcul preliminar dimensiunile semifabricatului s-au luat cu 2-5

mm/rază mai mari decât ale piesei.

Coeficientul de utilizare al materialului reprezintă procentul de material ce

rămâne în piesă după prelucrare. S-a calculat în valoare absolută cu relaţia:

Ka = (3.12)[11]

a) Calculul volumului semifabricatului:

VSEMIFABRICAT = π 2,52 25 = 490,87 cm3

b) Stabilirea densităţii materialului de prelucrat:

ρMATERIAL = 7,85 g / cm3

c) Calculul masei semifabricatului:

MSEMIFABRICAT = ρMAT. VSEMIFABRICAT = 7,85 490,87 = 3853 g = 3,858 kg

d) Calculul coeficientului absolut de utilizare:

KU = 100 % = 100 % = 30,125 %

Unde m = 1,080 kg, masa piesei finite.

Se alege un semifabricat produs laminat.

3.4 STABILIREA ITINERARIULUI TEHNOLOGIC

Se porneşte de la un produs laminat Φ55.

005 Debitare mecanică, lungime l = 255 mm.

010 Tratament termic – îmbunătăţire.

2008


Pag.50/84

015 Strunjire frontal curat, cota 250, centruire capete – A2, STAS 1361 / 83.

020 Strunjire cilindrică exterioară, degroşare – în trepte, prindere între vârfuri:

021 – strunjire cilindrică exterioară Φ 50,5, pe lungime 250 mm;

022 – strunjire cilindrică exterioară Φ 32,5, pe lungime 225 mm;

2008


Pag.51/84

030 Strunjire cilindrică exterioară, finisare, prindere între vârfuri.

031 – strunjire cilindrică exterioară Φ 50,05, pe lungime 25;

032 – strunjire cilindrică exterioară Φ 32,00, pe lungime 225;

033 – strunjire canal, conform desen - Φ 26, pe lăţime 5;

034 – strunjire raze de racordare R2, teşire 1x450, respectiv 2x450;

035 – filetare Tr 32x6, pe lungime 220.

040 Găurire, Φ 14H7 (+0,0180), înfundat pe lungime 50, respectiv 4 x Φ 10, frontal

echidistant, înfundate pe lungime 10 .

2008


Pag.52/84

050 Tratament termic: călire + revenire înaltă.

060 Rectificare rotundă exterioară, Φ 50h6, pe lungime 25 mm.

070 Lăcătuşărie, ajustare, debavurare, marcare.

080 C.T.C. – măsurare cote importante.

2008


Pag.53/84

3.5 CALCULUL ADAOSURILOR DE PRELUCRARE, STABILIREA

DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE

3.5.1 Metoda de calcul analitic al adaosului de prelucrare

Din [12] se determină adaosul de prelucrare.

Adaosul de prelucrare intermediar minim se calculează cu relaţiile următoare:

a) pentru adaosuri simetrice (pe diametru) la suprafeţe exterioare şi interioare de

revoluţie:

2ACmin = 2(RZp + SP) + (1.3) [12]

b) pentru adaosuri asimetrice, la suprafeţe plane opuse prelucrate în faze diferite

sau pentru o singură suprafaţă plană:

ACmin = RZp + SP +ρP + ЄC (1.5) [12]

unde:

Ac min - adaosul de prelucrare minim, considerat pe o parte (rază) sau pe o

singură faţă plană.

Rzp - înălţimea neregularităţilor de suprafaţă rezultate la faza precedentă.

Sp - adâncimea stratului superficial defect (ecruisat) format la faza precedentă.

c - eroarea de aşezare la faza de prelucrare considerată.

Fig. 3.3 Suprafaţa materialului de prelucrat

2008


Pag.54/84

Dacă la o piesă prelucrată prin aşchiere, după efectuarea operaţiei precedente,

se face o secţiune longitudinală, figura 3.3 se disting în majoritatea cazurilor 3 straturi:

stratul A, format din asperităţi rezultate la operaţia precedentă (HP) şi din stratul

superficial degradat rezultat din operaţia precedentă (Sp);

stratul B, format din material ecruisat în urma operaţiei precedente;

stratul C, cu structură normală.

Adausul de prelucrare necesar operaţiei curente va fi:

AC/HP + SP (5.5) [12]

La care se adaugă:

abaterile dimensionale cauzate de procesul tehnologic şi care sunt cuprinse

în mărimea toleranţei la dimensiune, TP;

abaterile spaţiale, după diferitele operaţii de prelucrare; abateri de instalare

(bazare şi fixare), care adunate vectorial la operaţia curentă se notează cu

ЄC.

3.5.2 Calculul dimensiunilor intermediare ale semifabricatelor

Se determină cunoscând mărimea adaosului de prelucrare, pentru operaţia sau

faza considerată.

a) pentru suprafeţe de revoluţie exterioare, cu adaos de prelucrare simetric

(figura 3.4):

2ACmin = amin - bmin (5.18) [12]

2ACmax = amax - bmax (5.19) [12]

Ţinând seama de relaţiile:

amax = amin + Ta (5.20) [12]

bmax = bmin + Tb (5.21) [12]

2ACmax = amin +Ta – bmin - Tb (5.22) [12]

S-au făcut următoarele notaţii:

dr - dimensiunea de reglare a sculei;

amax, amin - dimensiunea maximă (respectiv minimă) obţinută la faza precedentă

de prelucrare;

bmax, bmin - dimensiunea maximă (respectiv minimă) ce se obţine la faza curentă

de prelucrare;

2008


Pag.55/84

jmax, jmin - deplasările maximă (respectiv minimă) a sistemului tehnologic M.D.P.S.

(maşină-unealtă, dispozitiv, piesă, sculă) datorită mărimilor diferite ale adaosului de

prelucrare;

Fig. 3.4 Dimensiunile intermediare pentru suprafeţe

de revoluţie exterioare

b) pentru suprafeţe de revoluţie interioare, cu adaus de prelucrare simetric:

2ACmin = bmax - amax (5.25) [12]

2ACmax = bmin - amin (5.26) [12]

La calculul dimensiunilor intermediare ale semifabricatului, se începe de la

operaţia sau faza precedentă.

Pentru determinarea dimensiunilor semifabricatului brut, se pleacă de la

dimensiunea piesei, la cere se adaugă adaosurile de prelucrare intermediare,

considerate în ordine inversă a prelucrării.

3.5.3 Calculul propriu-zis al adaosului de prelucrare

Calculul adaosurilor de prelucrare, pentru suprafaţa cilindrică Φ50(0-0,016), se face

considerând operaţiile şi fazele necesare prelucrării în ordinea inversă.

Pentru că adaosul de prelucrare este simetric, se utilizează relaţiile din [12].

2008


Pag.56/84

a) Rectificarea de finisare

TP =60 μm, (STAS 8101-88);

HP =10 μm, tab.(5.2);

SP =0, (deoarece în cazul prelucrării semifabricatelor care au fost supuse la

tratamente termochimice, din expresia adaosului de prelucrare se elimină valoarea lui

SP, în scopul păstrării stratului tratat termochimic)

ρP =ΔC lC +ЄCentr.

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

lC =206 mm

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

vărfuri

ρP =0,05 206 +0 =10,3 μm, unde ЄC =0

Înlocuind datele în relaţia de calcul a adaosului de prelucrare:

2AC1 =60 + 2(10 + 0) +2(10,3 + 0)=100,6 μm

Se calculează diametrul intermediar, înaintea rectificării de finisare:

d1max = bmax + 2ACmax = 50 +0,100 = 50,1 mm

d1min = d1max – Ta = 50,1 – 0,060 = 50,04 mm

b)Rectificarea de degroşare

TP =180 μm

HP =25 μm

SP = 0

ΔC = 0,7 μm/mm

ρP =ΔC lC +ЄCentr = 0,7 206 + 0 = 144,2 μm

Adaosul de prelucrare, se calculează cu relaţia:

2AC2 = 180+2(25 + 20) + 2(144 + 0) = 518 μm

Adaosul intermediar înaintea rectificării de degroşare va fi :

d2max = 50,1 + 0,518 = 50,618 mm

d2min = 50,618 – 0,180 = 50,438 mm

c) Strunjire de finisare

TP = 350 μm

2008


Pag.57/84

HP = 50 μm

SP = 50 μm

ρP + ЄC = 0,96 ЄCentr + 0,4 ρP

ρP = 0,96 ЄCentr + 0,4 ΔC lC

ЄCentr = 25 μm tab. (5.7) [12]

ΔC =0,1 μm/mm tab. (5.5) [12]

ρP =0,96 25 + 0,40,1 206 = 32,24 μm

ЄC =0

Adaosul de prelucrare, se calculează cu relaţia:

2AC3 = 350 + 2(50 + 50) + 2(32,24 + 0) = 615 μm

Se calculează diametrul intermediar înaintea strunjirii de finisare:

d3max = 50,618 +0,615 = 51,233 mm

d3min = 51,233 – 0,350 = 50,883 mm

d)Strunjire de degroşare

Adaosul de prelucrare se calculează folosind următoarele date:

TP = 1800 μm tab. (5.6) [12]

HP = SP = 150 μm (semifabricat neprelucrat prin aşchiere, laminat la cald)

ρP =0,96 ЄCentr + 0,4 ΔC lC

ЄCentr = 450 μm tab. (5.6) [12]

ΔC = 01,5 μm/mm tab. (5.4) [12]

lC = 206 mm

ρP =0,96 450 + 0,41,5 206 = 555,6 μm, unde ЄC =0

Adaosul de prelucrare, va fi :

2AC4 = 1800 + 2(150 +150) + 2(555 +0) = 3511 μm

Diametrul semifabricatului laminat, înaintea strunjirii de degroşare va fi:

d4 = 51,233 + 3,511 = 54,744 mm

Se va alege din STAS 333/91, un semifabricat bară din oţel laminat, cu diametrul

Φ 55 +0,7-1,0 mm.

Adaosul real la degroşare va fi:

2AC4 = d4 – d3max = 55 – 51,233 = 3,7 mm

2008


Pag.58/84

e) Pentru suprafaţa frontală, L = 250 mm

Din tabelul (5.3) [12], se obţin :

TP = 2500 μm

HP = SP = 150 μm

ρP = 300 μm

Є0 = Єf = 100 μm, tab.(5.9), eroarea de fixare la instalarea semifabricatului în

universal cu trei bacuri.

Pentru prelucrarea suprafeţelor frontale, adaosul de prelucrare se calculează cu

relaţia:

2AC =TP+2(Hp+Sp) + 2(ρP +Єf) = 2500 + 2(150 +150) +2(300+100) =

= 3900 μm = 3,9 mm

Dimensiunile înainte de strunjire, vor fi:

Lmax = L +2AC = 250 + 3,9 = 253,9 mm

Lmin = Lmax – TP = 253,9 – 2,5 = 251,4 mm

3.6 CALCULUL REGIMURILOR RAŢIONALE DE AŞCHIERE

Parametrii regimului de aşchiere s-au calculat pentru următoarele 5 operaţii

reprezentative:

strunjire degroşare;

strunjire finisare;

filetare Tr 32x6;

găurire;

rectificare rotundă exterioară.

Algoritmul de calcul pentru regimurile de aşchiere, se prezintă în [15].

a) Strunjire degroşare

Date iniţiale:

dimensiunea de prelucrat: Φ 50,5 mm;

lungimea de prelucrat l = 250 mm;

adaos de prelucrare d1 = 55 mm;

maşină unealtă SN 400x1500, cu randamentul = 0,80;

cuţit P10, = 700, a = 6…100, = 10...150, r = 1 mm, q = 25x25 mm;

2008


Pag.59/84

Se calculează adaosul de prelucrare:

AP1 = mm

Modul de lucru :

numărul de treceri i=1;

adâncimea de aşchiere t = 2,25/2 = 1,125 mm;

durabilitatea T = 90 min, pentru cuţit din P10, cu răcire;

avansul f, tab.(10.6)[15]; f = 0,7 mm/rot;

viteza de aşchiere:

(10.27) [15]

unde:

Cv - coeficient funcţie de caracteristica materialului de prelucrat şi materialul

sculei aşchietoare cu răcire;

Cv = 294; xv = 0,18; yv = 0,35; n = 1,75; tab.(10.26)[15] pentru oţel carbon cu

HB = 150;

xv, yv, n - exponenţii adâncimii de aşchiere, avansului şi durităţii, tab.(10.26)

[15];

T = 90 min - duritatea sculei aşchietoare;

m = 0,125 - exponentul durabilităţii, tab.(10.25)[15];

t = 1,125 mm - adâncimea de aşchiere;

f = 0,7 mm/rot - avansul de aşchiere;

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

k1…k9.- coeficienţi cu valori prezentate în continuare;

Cuţit 25 x 25 mm : ASecţiune transversală = 625 mm2

ξ = 0,08 - pentru oţel;

k1 - coeficient funcţie de influenţa secţiunii transversale:

(10.28)[15]

k2 - coeficient funcţie de unghiul de atac principal

2008


Pag.60/84

(10.28)[15]

unde: = 0,3 - exponent funcţie de materialul de prelucrat

k3 - coeficient funcţie de unghiul de atac secundar

(10.30)[15]

unde: a = 15

k4 - coeficient funcţie de influenţa razei de racordare a vârfului cuţitului

(10.31)[15]

unde: = 0,1 - pentru degroşare

k5 = 1, (10.27)[15]

k6 = 1, (10.28)[15]

k7 = 1, oţel fără ţunder;

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeţei de degajare;

kv = 1,033 0,8758 0,9744 0,933 1 1 1 1 = 0,7987

Viteza de aşchiere va fi :

- turaţia de lucru:

Se recomandă n 800, pentru degroşare

- se alege imediat turaţia inferioară sau superioară din gama de turaţii ale M.U:

n = 1500 rot/min, turaţie aleasă din gama M.U. – SN 400x1500;

- recalcularea vitezei reale:

viteza de avans vf = n f = 1500 0,7 = 1050 mm/min

- forţa principală de aşchiere

Fz = C4 tx1fy1HBn1 [daN]

(10.5)

2008


Pag.61/84

unde:

C4 - coeficient funcţie de materialul de prelucrat

C4 = 3,57; t = 1,125 mm; x1 = 1; y1 = 0,75; n1 = 0,35;

HB = 150; , tab.(10.13)[15];

x1, y1, n - exponenţii adâncimii de aşchiere, avansului şi durităţii, tab.(10.17)

[15].

Fz =3,571,12510,70,751500,35 = 138,74 daN

F = 1,1Fz [daN]; tab.(10.23)[15] F = 152,61 daN

- puterea de aşchiere:

- verificarea puterii motorului:

unde: PME = 7,5 kW, pentru un strung SN 400 x 1500.

b) Strunjire finisare

Date iniţiale :

dimensiunea de prelucrat: Φ 50,05 mm;

lungimea de prelucrat l = 25 mm;

adaos de prelucrare d1 = 50,5 mm;

maşină unealtă SN 400x1500, cu randamentul = 0,80;

cuţit P10, = 450, a = 6…100, = 10...150, r = 0,5 mm, q = 25x25 mm;

Se calculează adaosul de prelucrare:

AP1 = mm

Modul de lucru :

numărul de treceri i=1;

adâncimea de aşchiere t = 0,225/1 = 0,225 mm;

durabilitatea T = 90 min, pentru cuţit din P10, fără răcire;

avansul f, tab.(10.6)[15]; f = 0,20 mm/rot;

viteza de aşchiere:

2008


Pag.62/84

(10.27) [15]

unde:

Cv - coeficient funcţie de caracteristica materialului de prelucrat şi materialul

sculei aşchietoare cu răcire;

Cv = 242; xv = 0,18; yv = 0,20; n = 1,75; tab.(10.26)[15] pentru oţel carbon cu

HB = 150;

xv, yv, n - exponenţii adâncimii de aşchiere, avansului şi durităţii, tab.(10.26)

[15];

T = 90 min - duritatea sculei aşchietoare;

m = 0,125 - exponentul durabilităţii, tab.(10.25)[15];

t = 0,225 mm - adâncimea de aşchiere;

f = 0,20 mm/rot - avansul de aşchiere;

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

k1…k9.- coeficienţi cu valori prezentate în continuare;

Cuţit 25 x 25 mm : ASecţiune transversală = 625 mm2

ξ = 0,08 - pentru oţel;

k1 - coeficient funcţie de influenţa secţiunii transversale:

(10.28)[15]

k2 - coeficient funcţie de unghiul de atac principal

(10.28)[15]

unde: = 0,6 - exponent funcţie de materialul de prelucrat

k3 - coeficient funcţie de unghiul de atac secundar

(10.30)[15]

unde: a = 15

k4 - coeficient funcţie de influenţa razei de racordare a vârfului cuţitului

(10.31)[15]

2008


Pag.63/84

unde: = 0,2 - pentru finisare;

k5 = 1, (10.27)[15]

k6 = 1, (10.28)[15]

k7 = 1, oţel fără ţunder;

k8 = 1, pentru forma plană a suprafeţei de degajare;

kv = 1,033 1 0,9058 0,7578 1 1 1 1 = 0,6886

Viteza de aşchiere va fi :

- turaţia de lucru:

Se recomandă n 800, pentru degroşare

- se alege imediat turaţia inferioară sau superioară din gama de turaţii ale M.U:

n = 1500 rot/min, turaţie aleasă din gama M.U. – SN 400x1500;

- recalcularea vitezei reale:

viteza de avans vf = n f = 1500 0,20 = 300 mm/min

- forţa principală de aşchiere

Fz = C4 tx1fy1HBn1 [daN]

(10.5)

unde:

C4 - coeficient funcţie de materialul de prelucrat

C4 = 3,57; t = 0,225 mm; x1 = 1; y1 = 0,75; n1 = 0,75;

HB = 150; , tab.(10.13)[15]pag.173;

x1, y1, n - exponenţii adâncimii de aşchiere, avansului şi durităţii, tab.(10.17)

[15]

Fz =3,570,22510,200,751500,75 = 10,84 daN

F = 1,1Fz [daN]; tab.(10.23)[15] F = 11,93 daN

- puterea de aşchiere:

2008


Pag.64/84

- verificarea puterii motorului:

unde: PME = 7,5 kW, pentru un strung SN 400 x 1500.

c) Filetare, Tr 32 x 6

Scula: cuţit de filetat, cu partea activă din carbură metalică, P20; secţiunea

cuţitului - S =16 x 25 mm2; Є=600; α=60; γ=00; r = 0,5 mm.

Se aleg dimensiunile la prelucrarea filetelor metrice, din tab. (8.57) [15], astfel:

dmax = 32 - 0,172 = 31,828 mm

dmin = 32 - 0,34 = 31,66 mm

Din [15], se aleg următoarele adaosuri pentru filetare, funcţie de pasul filetului:

p = 6 mm

- adaosul de prelucrare total, AP = 3,50 mm;

- adaosul de prelucrare, la degroşare APD = 2,70 mm;

- adaosul de prelucrare, la finisare APF = 0,80 mm;

Din acelaşi tabel, se stabilesc numărul de treceri, i:

- iD = 9 treceri, pentru degroşare;

- iF = 7 treceri, pentru finisare.

Adâncimile de aşchiere pe trecere:

- pentru degroşare, tD = = =0,3 mm

- pentru finisare, tF = = = 0,114 mm

- Avansul la filetare:

f = p = 6 mm

- Durabilitatea economică a sculei aşchietoare:

Tec =30 min, tab.(9.10)[15]

- Viteza de aşchiere, funcţie de tipul filetării şi al sculei aşchietoare, se alege din

tabelul (9.40):

vtab = 21 m/min

Se aplică următorii coeficienţi de corecţie:

K1= 0,95; pentru prelucrarea filetelor cu degajare, tab.(9.32);

2008


Pag.65/84

K2 =1,2; pentru durabilitatea sculei, tab.(9.40).

Viteza de aşchiere:

vC =vtab.K1K2=0,95 1,221= 23,94 m/min

-Turaţia semifabricatului:

n = = = 208,9 rot/min

Din caracteristicile M.U. - SN 400x1500, se alege turaţia reală, tab.(10.1):

nr =150 rot/min

Se recalculează viteza reală de aşchiere:

vr = = = 15,08 m/min

- Puterea la filetare, pentru material oţel:

Ne =24,210-3v p1,7 KMNi-0,71 [kw] (14,7) [15]

unde:

KMN = , coeficient de corecţie funcţie de

duritatea materialului (14.9) [15]

Avem: p = 6 mm; v = 15,08 m/min; i = 9 treceri pentru degroşare

Puterea la filetare

Ne = 0,958 kw

- Verificarea puterii motorului:

PMe kw; unde: PMe =7,5 kw

d) Găurire

Ds = 14 mm, diametrul burghiului;

l = 50 mm, adâncimea alezajului;

Se alege un burghiu din oţel rapid, pentru prelucrarea materialului: OLC 45.

unghiul la vârf 2ж=1200;

avansul la găurire sa, tabelul (1.34) [15], sa=0,33 mm/rot.

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

Kls=0,9, pentru l ≤ 5ds

2008


Pag.66/84

Kls=0,8, pentru 5ds< l ≤ 7ds

Kls=0,75, pentru 7ds< l ≤ 10ds

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

f = fa Kls K= 0,330,750,75= 0,1856 mm/rot

Se alege avansul f=0,181 mm/rot, existent la maşina de găurit G25.

Viteza economică de aşchiere, se determină cu relaţia:

ve= [m/min] (3.3) [15]

Valorile coeficientului Cv şi ale exponenţilor yv, zv, mv, se dau în tabelul (1.35),

astfel:

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

T=20 min, durabilitatea economică, tabelul (1.33)

Kv, coeficient de corecţie din tabelul (1.33), se calculează cu relaţia:

Kv=KmKTKLKsm (1.33) [15]

unde:

Km, coeficient funcţie de materialul de prelucrat, tabelul (1.36):

Km=

KT, coeficient funcţie de raportul durabilităţilor reală (Tr) şi recomandată (T),

tabelul (1.36):

KT=1

KL, coeficient funcţie de lungimea găurii şi diametrul acesteia, tabelul (1.36):

KL=0,5

Ksm, coeficient funcţie de starea materialului, tabelul (1.36):

Ksm=1

Kv= 0,7564110,5= 0,378

Viteza economică de aşchiere, va fi:

ve= m/min

Se calculează turaţia sculei aşchietoare, n [rot/min]:

ns= = =225 rot/min

2008


Pag.67/84

Se alege n= 202 rot/min, turaţie existentă la maşina unealtă SN 630x3000.

Se recalculează viteza de aşchiere reală:

ve= =8,88 m/min

Forţa axială şi momentul de aşchiere la găurire, se calculează cu relaţiile:

F= [daN] (1.35) [15]

M= [daNmm] (1.34) [15]

Valorile coeficienţilor CF, CM şi ale exponenţilor xF, yF, xM, yM, se extrag din

tabelul (1.36):

CF= 88; CM= 8; xF= 0,96

yF= 0,65; xM= 1,6; yM= 0,73; HB= 143

KF, coeficient de corecţie obţinut ca produs al coeficienţilor:

KF=KεFKҗFKaF (1.36) [15]

Pentru Ө=0,13; grosimea relativă, tabelul (1.41), se aleg:

Avem: KӨF= 0,88; KM=0,93

KaF= 0,75; tabelul (1.38)

KεF= 0,93; tabelul (1.39)

KF= 0,88 0,75 0,93=0,6138

F= 88140,960,1810,650,6138=224 daN

M= 8141,60,1810,730,93=145,7 daNmm

Puterea de aşchiere la găurire:

Pa= kw

Avem: randamentul maşinii unelte G25, ηp=0,8

puterea nominală a maşinii unelte PE=3 kw

Pa ≤ PE ηp

0,3021 ≤ 3 kw

e) Rectificare rotundă exterioară

Date iniţiale:

- l = 86 mm, lungimea piesei de prelucrat;

- Dp = 50 mm, diametrul piesei;

2008


Pag.68/84

- a = 0,09 mm, adaosul de prelucrare radial;

- B = 80 mm, lăţimea discului abraziv;

- Dd = 400 mm, diametrul discului abraziv.

Scula: disc abraziv E 40 KC, electrocorindon, granulaţie 40, duritatea K, liant

ceramic C.

Din tabelul (6.1) se obţine prin interpolare, avansul de pătrundere la rectificarea

rotundă exterioară, pentru L/Dp = 86/50 = 1,72 şi Dp = 50 mm :

- fp = 0,018 mm/c.d.

Pentru β = 0,42; determinat din tabelul (6.2), se calculează avansul longitudinal

cu relaţia (6.1):

- fL = β B =0,42 80 = 33,6 mm/rot

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

- vp = 40 mm/rot

Se obţine astfel turaţia piesei:

np = 254,64 rot/min

Numărul necesar de treceri, se obţine cu relaţia :

nt = treceri (6.3) [15]

Se determină forţa de aşchiere, FZ [daN],cu relaţia :

FZ = CFvp0,7sL

0,7sp0,6 [daN] (6.4) [15]

unde:

CF = 2,2; pentru oţel călit

FZ =2,2 400,733,60,70,0180,6 = 30,58 daN

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

Pd = kw (6.5) [15]

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

Puterea pentru antrenarea piesei, se calculează cu aceeaşi formulă, însă vd se

înlocuieşte cu vp, păstrând neschimbată valoarea forţei FZ:

Pp = 0,199 kw (6.6) [15]

Pd ≤ PMot.acţ.disc = 2 kw, maşină de rectificat WMW–SRU 240x800;

2008


Pag.69/84

Pp ≤ PMot.acţ.piesă = 1 kw;

3.7 NORMAREA TEHNICĂ A OPERAŢIILOR DE AŞCHIERE

Norma tehnică de timp este durata necesară pentru executarea unei operaţii în

condiţii tehnico-economice determinate şi cu folosirea cea mai raţională a tuturor

mijloacelor de producţie.

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

[min] (12.1)

unde:

o Tu – timpul normat pe operaţie;o tb – timpul de bază (tehnologic, de maşină);o ta – timpul auxiliar;o ton – timp de odihnă şi necesităţi fireşti;o td – timp de deservire tehnico-organizatorică;o tpi – timp de pregătire-încheiere;o N – lotul de piese care se prelucrează la aceeaşi maşină în mod

continuu.Suma dintre timpul de bază şi timpul auxiliar se numeşte timp efectiv sau timp

operativ. Algoritmul pentru calculul normei de timp, se găseşte în [11].

Timpul de bază se poate calcula analitic cu relaţia:

[min] (12.2) [11]

unde:

o L – lungimea de prelucrare, [mm];o L1 – lungimea de angajare a sculei, [mm];o L2 – lungimea de ieşire a sculei, [mm];o i – numărul de treceri;o n – numărul de rotaţii pe minut;o f – avansul, [mm/rot].

a) Strunjire degroşare

Pentru calculul timpului de bază, se foloseşte relaţia de calcul din tab.(1.1)[11].

Date iniţiale:

n = 1500 rot/min; f = 0,7 mm/rot; vf = n x f = 1050 mm/min; l = 250 mm;

2008


Pag.70/84

l1 = (0,5……2) = 2,5 mm;

l2 = (1……5) = 2,5 mm;

Timpul de bază, tb, va fi:

= 0,502 mm

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

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

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

Timpul de odihnă şi necesităţi fireşti, ton, tab.(11.27):

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

tpi = 17 min

Lotul de piese: n = 10 buc.

Norma de timp, la strunjire degroşare:

min

b) Strunjire finisare

Pentru calculul timpului de bază, se foloseşte relaţia de calcul din tab.(1.1)[11].

Date iniţiale:

n = 1500 rot/min; f = 0,20 mm/rot; vf = n x f = 300 mm/min; l = 25 mm;

l1 = (0,5……2) = 2 mm;

l2 = (1……5) = 1 mm;

Timpul de bază, tb, va fi:

2008


Pag.71/84

= 0,306 mm





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

tpi = 14 min


Norma de timp, la strunjire finisare:

min

c) Filetare

Pentru calculul timpului de bază se foloseşte relaţia de calcul din tab.(3.2)[11].

Date iniţiale:

f = p = 6 mm, pasul filetului; id = 9 treceri; if = 7 treceri; n = 150 rot/min, turaţia la filetare; l = 225 mm, lungimea filetului; v = 18,85 m/min, viteza de aşchiere.

Funcţie de diametrul (d) şi lungimea filetului (l), se alege timpul operativ tabelar

direct din tabelul (11.6):

TOP.tab. =3,5 min

Se aplică următorii coeficienţi de corecţie:

K1 = 0,95; funcţie de cantitatea de piese; tab.(11.6)K2 = 1,1; funcţie de rezistenţa piesei; tab.(11.7)

K3 = ;

2008


Pag.72/84

K4 = ; funcţie de numărul de treceri adoptat şi tabelar;

top =K1K2K3K4TOP.tab. =0,95 1,1 1,56 1 3,5 = 5,72 min

Timpul de deservire tehnico- organizatorică, tdt, tab.(12.26):

tdt = top min


ton = top min

Timpul de pregătire încheiere, tpi, tab.(12.6):

tpi =15 min

Numărul de piese din lot: n =10 buc.

Norma de timp, la filetare cu cuţitul:

min

d) Găurire

Timpul de bază, tb, se calculează cu relaţia din tabelul (8.11):

1,363 min

Date iniţiale:

o l = 50 mm

o l1 = =2 mm

o l2 =(0,5……4) =3,5 mm





2008


Pag.73/84

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

Tpi = 16 min


Norma de timp la găurire:

min

e) Rectificare rotundă exterioară

Timpul de bază, tb, se calculează cu relaţia din tabelul (12.2):

tb = min

Coeficientul ‘’k’’, pentru degroşare şi finisare, k= 1,2……1,3.

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

tpi =16 min



ta = ta1 + ta2 + ta5 = 0,32 + 0,16 +0,31= 0,79 min

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

tdt = = 0,0018 min

Durabilitatea discului abraziv, T = 40 min.



Norma de timp, la rectificare rotundă exterioară:

min

2008


Pag.74/84

3.8 ALEGEREA MAŞINILOR-UNELTE ŞI A S.D.V.-URILOR

Caracteristicile tehnice principale ale strungului universal SN 400x1500, se

prezintă în tabelul 3.1:

Tabelul 3.1

Tipulstrungului

Caracteristiciprincipale

Turaţia axului

principal,rot/min

Avansul longitudinal,

mm/rot

Avansul transversal,

mm/rot

SN 400

h = 400 mmL = 750 mm

L = 1000 mmL = 1500 mmL = 2000 mmP = 7,5 kW

12; 15; 19; 24; 30; 38; 46; 58; 76;

96; 120; 150; 185; 230; 305; 380; 480; 600; 765; 955;

1200; 1500

0,06; 0,08; 0,10; 0,12; 0,14; 0,16; 0,20; 0,24; 0,028; 0,32; 0,40; 0,46; 0,56; 0,64; 0,80; 0,96; 1,12; 1,24; 1,60; 1,92; 2,24;

2,88; 3,52

0,012; 0,015; 0,018; 0,021; 0,024; 0,030; 0,036; 0,042; 0,048; 0,060; 0,072; 0,084; 0,096; 0,120; 0,144; 0,168; 0,192; 0,240; 0,288; 0,336; 0,384; 0,480; 0,516; 0,672; 0,680; 0,796; 0,812; 0,904;

1,012; 1,200; 1,36; 1,624; 2,024; 2,72

Din tabelul (2.1)[12], se alege o maşină de găurit verticală şi universală, G25 ,

ale cărei caracteristici tehnice principale sunt prezentate în tabelul 3.2:

Tabelul 3.2

Tipul maşinii

Caracteristiciprincipale

Turaţia axuluiprincipal, rot/min

Avansuri,mm/rot

G25

D = 25 mm; S = 224 mm;

L = 315 mm; P = 3 kW

53; 60; 80; 112; 160; 224; 315; 450; 630; 900; 1250;

1800

0,10; 0,13; 0,19; 0,27; 0,32; 0,53; 0,75; 1,06; 1,5

Din tabelul (10.10)[12], se alege maşina de rectificat exterior WMW SRU 240 x

800, ale cărei caracteristici principale sunt prezentate în tabelul 3.3:

Tabelul 3.3

2008


Pag.75/84

Tipulmaşinii

Diametrulpiesei derectificat,

mmConulmaşini

i

Dimens.disc de

rectificat, mm

Putereamotorului

de antrenare,kW

Turaţiile

axuluiport

piesă,rot/min

Avanslongit.m/min

Avanstransv.m/min

D Bmin.

max.

discabraz.

piesă

WMWSRU240 x 800

240 800Morse

4300

50 2 1

50; 100; 200; 400

0,5 …7

manual

Capitolul IV

CALCULUL COSTULUI DE FABRICAŢIE

AL MAŞINII DE EXECUTAT GĂURI DE CENTRARE

În vederea calculării cât mai exacte a costului de fabricaţie, se va ţine cont de

următoarele date şi etape:

- Preţ achiziţionare semifabricat – Psemif [RON/kg];

- Greutatea semifabricatului – Gsemif. [kg];

- Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif· Gsemif. [RON];

- Salariul pe oră al operatorului – Sop = 4,7 [RON/oră] – acesta se

înmulţeşte cu un coeficient k = 0,85;

- Norma de timp pe operaţii – Nt op [ore];

- Costul manoperei - Cmanopera = Sop· k·Nt op [RON];

2008


Pag.76/84

- CAS – salarii directe – CCAS = 22 %· Cmanopera [RON];

- Cota pentru şomaj – Cşomaj = 5 %· Cmanopera [RON];

- Cota pentru sănătate Csănătate = 7%· Cmanopera [RON];

- Regia secţiei - Cregie = (150 - 700)% · Cmanopera [RON];

- Costul de fabricaţie – Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cşomaj + Cregie

+ Csănătate [RON]

- Rata de profit - n = 15 %

- Preţul de producţie - Pproducţie = Cpiesă.(1+ n/100) [RON]

- TVA = 19 % Cpiesă

- Preţul cu TVA - PTVA = Pproducţie · (1+TVA/100) [RON]

Modelul de calcul se face pe o singură operaţie.

Practic însă se calculează manopera la toate operaţiile şi apoi se aplică

cheltuielile de la punctele următoare.

Se extrag, în tabelul 4.1, preţurile unor materiale des utilizate în construcţia de

maşini.

Tabelul 4.1

Cost[RON / kg]

Material [EURO / tona]

0,8794 Fc250 314,092

0,725 Fc200 259,126

0,1277 Fc300;350 456,19

0,7877 CuSn14 2813,3

0,7584 CuSn12 2708,58

0,6516 CuSn6Zn4Pb4 2327,163

0,4743 CuZn30 1696,169

0,5874 OLC45 209,809

0,6503 OL44 232,28

2008


Pag.77/84

0,6262 OL50 223,67

0,5840 OT450 208,59

0,1307 18MoCrNi13 466,85

0,1296 19MoCrNi14 462,02

0,1340 34MoCrNi15 478,76

0,1829 20C130 653,33

0,5795 OSC7 206,94

0,9686 W84 3459,32

0,1751 C120 625,54

0,5853 Rul1 205,06

0,7719 17MoCr11 275,71

0,8034 18CrNi20 286,93

Se va proceda la calcularea câtorva piese reprezentative componente ale

ansamblului „Maşină de executat găuri de centrare”.

FIŞA DE CALCUL A COSTULUI DE FABRICAŢIE NR.1

Denumire produs: „coloană principală” – poz.31 (de pe schema cinematică,

capitolul I)

Material: OLC 45

- Preţ achiziţionare semifabricat – Psemif = 0,5874 RON / kg;

- Greutatea semifabricatului – Gsemif. = 4,112 kg;

- Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif· Gsemif. = 2,415 RON;

- Salariul pe oră al operatorului – Sop = 4,700 RON /oră;

- Norma de timp pe operaţii – Nt op = 4,5 ore;

- Costul manoperei - Cmanopera = Sop· Nt op = 21,15 RON;

2008


Pag.78/84

- CAS – salarii directe – CCAS = 22 %· Cmanopera = 4,653 RON;

- Cota pentru şomaj – Cşomaj = 5 %·Cmanopera = 1,06 RON;

- Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 %·Cmanopera = 1,48 RON;

- Regia secţiei - Cregie = (150 - 700)% · Cmanopera = 52,875 RON;

- Costul piesei –

- Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cşomaj + Csănătate + Cregie = 83,633 RON;


- Preţul de producţie - Pproducţie = Cpiesă · (1+ 15/100) = 96,17 RON;

- TVA = 19 %

- Preţul de producţie cu TVA - PTVA = Pproducţie · (1+19/100) = 114,45 RON =

= 32,7 EUR, la cursul de zi 1 EUR = 3,5 RON.


Denumire produs: „roată dinţată” - poziţia 32

Material: OL 42

- Preţ achiziţionare semifabricat – Psemif = 2,7 RON/kg;


- Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif · Gsemif. = 90,1395 RON;



- Costul manoperei - Cmanopera = Sop · Nt op = 19,125 RON;

- CAS – salarii directe – CCAS = 22 % · Cmanopera = 4,2075 RON;

- Cota pentru şomaj – Cşomaj = 5 % ·.Cmanopera = 0,956 RON;

- Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 % · Cmanopera = 1,3387 RON;

- Regia secţiei - Cregie = (150 - 700)% · Cmanopera = 67 RON;

2008


Pag.79/84

- Costul de fabricaţie –



- Preţul de producţie - Pproducţie = Cpiesă · (1+ 0,15/100) = 183,034 RON;

- TVA = 19 %

- Preţul de producţie cu TVA - PTVA = Pproducţie · (1+TVA/100) = 217,81 RON =



Denumire produs: „cremalieră”- poziţia 25

Material: OL 50

-Preţ achiziţionare semifabricat – Psemif = 0,626285 RON/kg

-Greutatea semifabricatului – Gsemif. = 109,8 kg;

-Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. = 68,7661 RON

-Salariul pe oră al operatorului – Sop = 2,8000 RON/oră

-Norma de timp pe operaţii – Nt op = 12 ore

-Costul manoperei - Cmanopera = Sop Nt op = 33,6000 RON

-CAS – salarii directe – CCAS = 22 % Cmanopera = 7,3920 RON

-Cota pentru şomaj – Cşomaj = 5 %.Cmanopera = 1,6800 RON

-Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 % Cmanopera = 2,3520 RON

-Regia secţiei - Cregie = (150 - 700)% Cmanopera = 1.00,8000 RON

-Costul de fabricaţie –

-Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cşomaj + Csănătate + Cregie = 214,5901 RON

-Rata de profit - n = 15 %

-Preţul de producţie - Pproducţie = Cpiesă.(1+ 0,15/100) = 214,9119 RON

-TVA = 19 %

-Preţul cu TVA - PTVA = Pproducţie .(1+TVA/100) = 255,7451 RON =

2008


Pag.80/84



Denumire produs: „fus – arbore port-sculă” - poziţia 12

Material: OLC 50

-Preţ achiziţionare semifabricat – Psemif = 0,587465 RON/kg

-Greutatea semifabricatului – Gsemif. = 7,5 kg

-Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. = 4,4060 RON

-Salariul pe oră al operatorului – Sop = 2,8000 RON/oră

-Norma de timp pe operaţii – Nt op = 12 ore

-Costul manoperei - Cmanopera = Sop Nt op = 33,6000 RON

-CAS – salarii directe – CCAS = 22 % Cmanopera = 7,3920 RON

-Cota pentru şomaj – Cşomaj = 5 %.Cmanopera = 1,6800 RON

-Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 % Cmanopera = 2,3520 RON

-Regia secţiei - Cregie = (150 - 700)% Cmanopera = 100,8000 RON

-Costul de fabricaţie –

-Cpiesă = Csemif. + Cmanopera + CCAS + Cşomaj + Csănătate + Cregie =142,8380 RON

-Rata de profit - n = 15 %

-Preţul de producţie - Pproducţie = Cpiesă.(1+ 0,15/100) =142,05226 RON

-TVA = 19 %

-Preţul cu TVA - PTVA = Pproducţie .(1+TVA/100) = 169,0421 RON =


2008


Pag.81/84


Denumire produs: „tijă filetată” - poziţia 15

Material: OLC 45

- Preţ achiziţionare semifabricat – Psemif = 2,5 RON/kg;


- Costul semifabricatului, Csemif. = Psemif Gsemif. = 9,6325 RON;



- Costul manoperei - Cmanopera = Sop Nt op = 15,95 RON;

- CAS – salarii directe – CCAS = 22 % Cmanopera = 3,509 RON;

- Cota pentru şomaj – Cşomaj = 5 %.Cmanopera = 0,7975 RON;

- Cota pentru sănătate – Csănătate = 7 % Cmanopera = 1,1165 RON;

- Regia secţiei - Cregie = (150 - 700)% Cmanopera = 39,875 RON;

- Costul de fabricaţie –



- Preţul de producţie - Pproducţie = Cpiesă.(1+ 0,15/100) = 70,188 RON;

- TVA = 19 %

- Preţul cu TVA - PTVA = Pproducţie .(1+TVA/100) = 83,523 RON;

= 23,52 EUR, la cursul de zi 1 UE = 3,5 RON.

2008


Pag.82/84

Din desenul de ansamblu al ,,Maşinii de executat găuri de centrare” se extrag

în total n = 225 piese; pentru N = 125 repere

Se evaluează următoarele preţuri pentru următoarele tipuri de repere:

n1 = 5 repere de complexitate foarte mare;

n2 = 15 repere de complexitate mare;

n3 = 25 repere de complexitate mijlocie;

n4 = 80 repere de complexitate mică;

C1 = 2000 RON, costul de fabricaţie al reperelor de complexitate foarte mare;

C2 = 250 RON, costul de fabricaţie al reperelor de complexitate mare;

C3 = 150 RON, costul de fabricaţie al reperelor de complexitate mijlocie;

C4 = 10 RON, costul de fabricaţie al reperelor de complexitate mică;

Costul total de fabricaţie al ansamblului „Maşină de executat găuri de

centrare” se calculează cu relaţia:

CANS. MAŞ. EXEC. GĂURI CENTRARE = n1 x C1 + n2 x C2 + n3 x C3 + n4 x C4 =

= 5 x 2000 + 15 x 250 + 25 x 150 + 80 x 10 = 18300 RON = 5228,5 EUR

CANS. MAŞ. EXEC. GĂURI CENTRARE = 18300 RON = 5228,5 EUR

2008


Pag.83/84

BIBLIOGRAFIE

1. Albulescu C. - Mersul ideilor economice la români, Editura Enciclopedică, BUCUREŞTI, 2004

2. Augustin T. - Microeconomie, voL 1-11, Editura Economică, BUCUREŞTI, 2004

3. Bărbulescu C. - Culegere de probleme, studii de caz şi teme de dezbatere privind organizarea unităţilor industriale, A.S.E., BUCUREŞTI, 2006

4. Drucker P. - Inovaţia şi sistemul antreprenorial, Editura Enciclopedică, BUCUREŞTI, 2003

5. Dobre, V., - Îndrumător pentru proiectareaasamblărilor în construcţia de maşini,I.P.A.C.M., BUCUREŞTI, 2001

6. Gherasim, Toader - Microeconomie, voL 1-11, Editura Economică, BUCUREŞTI, 2004

7. Drăghici, Gh. ş.a., - Tehnologia construcţiei de maşini, Editura didactică şi pedagogică, BUCUREŞTI, 1989

8. Drăghici, Gh. ş.a., - Tehnologia tip a pieselor plane, cu axe încrucişate cu profil complex şi elicoidale, Editura tehnică, BUCUREŞTI, 1989

2008


Pag.84/84

9. Ianici, S., - Organe de maşini, Volumul 1 şi 2, Editura Universitatea ,, Eftimie Murgu’’ REŞIŢA, 1998

10. Nicolescu Ovidiu - Management,

Editura Economică, BUCUREŞTI, 2005

11. Picoş, C. ş.a., - Normarea tehnică pentru prelucrări prin aşchiere, Volumul 1 şi 2,Editura tehnică, BUCUREŞTI, 1989

12. Picoş, C. ş.a., - Calculul adaosurilor de prelucrare şial regimurilor de aşchiere, Editura tehnică, BUCUREŞTI, 1984

13. Rădulescu, Gh. ş.a., - Îndrumar de proiectare în construcţia de maşini, Volumul 3,Editura tehnică, BUCUREŞTI, 1996

14.Tudor T. - Economia şi gestiunea întreprinderii,Teste de verificare, probleme şi studii de caz, Editura Economică, BUCUREŞTI, 2007

15. Vlase, A. ş.a., - Regimuri de aşchiere, adaosuri de prelucrare şi norme tehnice de timp, Volumul 1 şi 2,Editura tehnică, BUCUREŞTI, 1993

16.Vosganian, Varujan - Contradicţii ale tranziţiei la economia de piaţă, Editura Expert, BUCUREŞTI, 2004

2008

proiectarea si calculul costului de fabricatie al unei masini de executat gauri de centrare

Documents