UNIVERSITATEA POLITEHNICA BUCURESTI

FABRICAREA SI REPARAREA AUTOVEHICULELOR-PROIECT-

- FABRICAREA SUPAPEI DE ADMISIE -

Indrumator de proiect: Student:GRUPA:

1

Cap.1. Analiza conditiilor tehnico-functionale si a tehnologitatii piesei si stabilirea tipului sistemului de productie

1.1.Analiza rolului functional ,a conditiilor tehnice impuse piesei finite si a tehnologitatii acesteia.

Supapa este alcătuită din două părţi:1) talerul supapei, care obturează orificiul din chiulasă; 2) tija supapei care primeşte mişcarea, serveşte pentru ghidare şi evacuează o parte din

căldura primită de taler. O supapă în stare montată se arată în figura 1.1.1. Talerul 7 se reazemă cu faţa conică în locaşul 2 (sediul sau scaunul supapei) practicat în chiulasă sau bloc-carter; tija 3 se deplasează în bucşa de ghidare 4; arcurile 5 se reazemă cu un capăt pe discul inferior 6 iar cu celălalt pe talerul7 care se fixeazăcu bucşa conică 8.

Supapele sunt organe ale sistemului de distributie cu ajutorul carora se deschid si se inchid orificiile de intrare a gazelor proaspete si de iesire a gazelor de ardere.deschiderea supapelor se face prin intermediul camelor iar inchiderea prin actiunea arcurilor.

Conditii functionale:pentru a mari eficienta etansarii,supapa se deschide in interiorul cilindrului,astfel incat sa fie aplicata pe suprafata de reazem de forta de presiune a gazelor.Suprafata de reazem a talerului pe sediu poate fi plata sau conica(fig.1.1.2).In primul caz,la aceiasi inlatime de ridicare h,supapa ofera o sectiune mai mare de trecere;in al doilea caz,sectiunea scade pe masura ce creste unghiul fetei conice,in shimb apare un efect de autocentrare si o presiune specifica sporita pe sediu,deoarece lungimea b a fetei conice se micsoreaza cu unghiul (fig 1.1.2) la aceiasi inlatime a talerului.Supapele de admisiune se executa cu fata conica la 45* si 30*(solutie de compromis);cele de evacuare se executa cu unghi de 45*.In ultimul caz,la o valoare mai mare a unghiului se micsoreaza suprafata de contact

Fig 1.1.1 Supapa in stare montata

2

dintre taler si sediu,ceea ce impiedica evacuarea de caldura.Talerul supapei este solicitat de presiune a gazelor si tensiunea arcului,care produc eforturi

unitare ridicate in fibra exterioara si in fibra interioara(fig.1.1.2),distribuite neuniform si de nivele diferite in raport cu forma talerului.O solicitare mecanica suplimentara-solicitare dinamica ,de soc,produsa de forta arcului si fortele de inertie –apare la asezarea supapei pe sediu(soc pe fata conica) si la actionarea ei (joc pe capatul tijei).

Din aceasta cauza suprafetele de reazem si de actionare pretind o duritate superficiala sporita.Tinand seama ca deformatiile talerului supapei pot perturba contactul perfect pe sediu,ceea ce compromite etansarea,se cere ca supapa sa posede si o rigiditate superioara si o rezistenta mecanca inalta.

Construcţia supapei După forma talerului, supapele sînt de trei feluri: cu taler plat, cu taler sferic, cu taler in

formă de lalea; (fig. 1.1.3):

Fig 1.1.3 Constructia supapei: a) cu taler plat; b) cu taler sferic; c) cu taler în formă de lalea. Supapa cu taler plat are o mare răspîndire deoarece se prelucrează uşor, iar rigiditatea este

satisfăcătoare. Supapa cu taler sferic se utilizează îndeosebi ca supapă de evacuare deoarece are o rigiditate sporită. Supapa cu taler în formă de lalea se utilizează ca supapă de admisie,

Fig 1.1.2Forma suprafetei de reazem a talerului

3

deoarece permite o racordare mai largă cu tija odată cu reducerea masei ceea ce asigură formă aerodinamică, masă mică şi rigiditate mare. Ea are o suprafaţă sporită de contact cu gazele fierbinţi şi evacuează greu fluxul termic, nefiind potrivită ca supapă de evacuare. Supapa de admisie a motorului SR-211 are talerul în formă de lalea, cea de evacuare are talerul plat. Evacuarea de căldură de la talerul supapei la bucşa de ghidare se îmbunătăţeşte printr-o racordare largă a tijei, ceea ce măreste însă masa supapei. Temperatura supapei de evacuare se micşorează prin răcire artificială. În acest scop supapa se confecţionează sub formă tubulară (supapa de evacuare a motorului SR-211), iar 40... 60% din volumul cavităţii interioare se umple cu substanţe cu punct de topire coborît (sodiu metalic, azotat de sodiu sau potasiu). În funcţionare substanţa se topeşte, se agită energic prin mişcarea alternativă a supapei şi uşurează trecerea de căldură de la taler la tijă şi la bucşa de ghidare. Se obţine o reducere a temperaturii cu 100... 150°C. Descărcarea termică a supapei se obţine prin utilizarea a două supape de evacuare.

Pentru a obţine un contact bun între faţa conică şi sediu se prevede o diferenţă de 30'... 1° între unghiurile de înclinare ale celor două feţe (de exemplu 45° cu 44° sau 29° cu 30°).

Materiale pentru supape:Talerul supapei de evacuare pretinde un material cu rezistenţă mecanică şi duritate sporită la

temperaturi înalte, rezistenţă superioară la acţiunea oxidantă a gazelor, conductibilitate termică ridicată. Tija supapei pretinde calităţi bune de alunecare.

Rolul functional si utilizarea pieseiPentru a mări eficienţa etanşării supapa se deschide în interiorul cilindrului astfel încît să fie

aplicată pe suprafaţa de reazem de forţa de presiune a gazelor. Suprafaţa de reazem este conică, deoarece se obţine un efect de autocentrare şi o presiune sporită pe sediu, cînd lungimea b a feţei conice se micşorează; b scade cu y la aceeaşi grosime a talerului. Reducerea lui b micşorează suprafaţa de contact dintre taler şi sediu, ceea ce împiedică evacuarea de căldură şi sporeşte temperatura de regim a supapei. Talerul supapei este solicitat de forţa de presiune a gazelor şi tensiunea arcului, care produc eforturi unitare ridicate în fibra exterioară şi în fibra interioară acestea fiind distribuite neuniform (figura 1.1.4 a,b).

b)

Fig. 1.1.4 Distribuţia etorturilor unitare şi a temperaturii în talerul

4

de supapă lalea (a) şi bombat (b).

O solicitare mecanică suplimentară, solicitare dinamică, de şoc, produsă de forţa arcului şi de forţa de inerţie apare la aşezarea supapei pe sediu (şoc pe faţa conică) sau la acţionarea ei (şoc pe capătul tijei). Ca urmare, suprafeţele de reazem şi de acţionare pretind o duritate superficială sporită.

Deformaţia supapei perturbă contactul perfect pe sediu, ceea ce com-promite etanşarea, de aceea trebuie să posede nu numai rezistenţă mecanică înaltă ci şi rigiditate superioară.

În timpul funcţionării, supapa, mai ales cea de evacuare, se încălzeşte puternic. Distribuţia de temperatură (măsurători cu termocuple) este neuniformă pe talerul supapei şi depinde de felul supapei (admisie sau evacuare), de forma şi modul de răcire a supapei (figura 1.1.5).

a) b)

Fig.1.1.5 Distribuţia temperaturii: a) taler lalea; b) taler bombat.

Temperatura maximă a supapei de admisie variaza intre 300...400°C iar cea a supapei de evacuare, udată de gazele fierbinţi ajunge la 750...800°C, şi variază cu regimul de funcţionare (sarcină, turaţie), cu tipul motorului (MAS, MAC),cu procedeul de răcire (lichid, aer)

(fig. 1.1.6).

a)

5

b)

c)

Fig 1.1.6 Temperatura supapei de admisie: a) MAS racită cu lichid;b) MAS racită cu aer; c) MAC

Temperatura ridicată a supapei de admisie reduce rezistenţa mecanică şi duritatea materialului, sporeşte dilatarea talerului. Cîmpul de temperatură produce deformarea talerului. Se compromite astfel contactul perfect pe sediu şi se intensifică uzarea corozivă a supapei. La creşterea temperaturii supapei de evacuare cu numai 20°, de la 330 la 450°C, pierderea de masă din cauza uzării corozive se dublează, iar la creşterea cu încă 10° devine de patru ori mai mare. Fluxul de căldură primit de talerul supapei se evacuează prin faţa conică a talerului şi prin tija supapei (figura 1.1.7 a). În figura 1.1.7 b sunt prezentate temperaturile in anumite zone ale unor tipuri constructive de supape.

6

Fig 1.1.7 a) evacuarea fluxului de caldură; b) repartizarea temperaturi

Supapa de admisie a motorului sr-211

Conditi tehnice:

o supapa gata stelitata si umpluta cu sodiu va fi supusa unei probe de control de etansare la temperatura de 500….550°C.

o bataia suprafetei cilindrice ɸ 8 – 0,05 fata de suprafata cilindirca a tijei ɸ 11-0,055-0,075

max 0,1mm. Bataia conului ciupercii fata de ɸ 11 max 0,035 mm.o Abaterea tijei supapei de la rectilinietate nu trebuie sa depaseasca 0,015 pe 100 mm.o Abaterea de la coaxialitate a diametrului ɸ 7 ± 0,1 fata de ɸ 11-0,055

-0,075 max 0,15.o Pe suprafata supapei nu se admit stirbiri, graturi, aieturi, crapaturi si fisuri, iar pe

suprafata rectificata nu se admit nici pete negre.o Stratul de steril trebuie sa fie dupa rectificare fara nici un fel de defecte (incluziuni,

fisuri).

7

1.2. Alegerea justificata a materialului penttru executia piesei:Materiale. Datorita conditiilor de lucru pentru supape se utilizeaza oteluri special

termorezistente si anticorosive la care cromul este elemental principal de aliere pentru rezistenta sa ridicata la oxidare si coroziune.

In cazul supapelor de admisie unde conditiile de lucru sunt mai putin severe se utilizeaza oteluri martensitice Cr sau Cr – Ni obisnuite ( de exemplu 40 C 10 X, 41 CN 12 X, STAS 791 – 79). O buna utilizare o au otelurile Cr-Si, denumite si locrom (3,75% Si si 9% Cr).

Pentru supapele de evacuare se foloses cotelui Cr-Ni austenitice (12…15% Cr, 12…15% Ni, 2…3,5% W) care au bune proprietati anticorrosive si de rezistenta mecanica la temperaturi ridicate. In tabelul…se dau caracteristicile unor materiale pentru supape.

Pentru a mari rezistenta la uzura a fatetei cat si a capatului tijei supapei, in unele cazuri, acestea se acopera cu un strat de material dur din categoria stelit, eatonit, nicrom cu continut ridicat de Cr, Ni, Co, W (tab. 1) pe grosimea de 1,5….2,5 mm.

In vederea imbunatatirii calitatilor de alunecare a supapelor din oteluri austenitice cat si pentru evitarea tendintei spre gripare tija supapei se cromeaza cu un strat in grosime de 10…20 µm.

Pentru ridicarea rezistentei la coroziune, rezultate satisfacatoare s-au obtinut prin aluminizarea suprafetelor expuse.

Caracteristicile unor oteluri pentru supapeTabel 1.2.1

Materialul 40C 10X

34MoCN15X

Otel special pt. supape SR 211

Otel Cr.Si X45CrSi9

X85CrMoV182

Cr-Ni austenitie

Compozitia chimica %CSiMnCrNiMoVW

0,36-0,44

0,17-0,37

0,50-0,80

0,80-1,10

----

0,30-0,380,17-0,370,40-0,701,40-1,701,40-1,700,15-0,30--

0,85-1,0

2,75-3,5

0,717-191,5-

2,5-0,3-

0,6-

0,483,100,459,00----

0,85-1,2517,50-2,360,50-

0,452,501,2018,009,00--1,00

Caracteristici mecaniceRez. la

tractiune σr

[N/mm2]Limita de

curgere σr

[N/mm2]Alungirea

1050

8509

110090011

1020-1180

-15

900-1050

75012

1000-120090010

80045035

8

la rupere, ε [%]Limita de

curgere, σe

[N/mm2]Limita de

curgere, σre

[N/mm2] :500°C600°C700°C800°CDuritatea

HRC :Capatul

tijei pe scaun canelura

----

---

----

---

---11

48-54--

460240100-

554271

500280120-

504271

300280200-

Nu poate fi calit

Proprietati fizice

Densitatea [kg/m2]

Conductivitate termica

[W/mK]Coefficient

mediu de dilatare [l/K]

--

-

--

-

--

-

760021,0

13 · 10-

6

780021,0

12 · 10-6

800014,7

18,5 · 10-6

Domeniu de utilizareSup

ape de edmisie pentru m.a.s.

Supape de admisie si evacuare m.a.s. si m.a.c.

Supape de admisie si evacuare m.a.s. si m.a.c.

Supape de admisie si evacuare solicitari mici m.a.s. si m.a.c.

Supape de admisie si evacuare solicitari medii m.a.c. si m.a.s.

Supape de edmisie si evacuare solicitari mari m.a.c.

9

Tabelul 1.2.2Materiale pentru acoperiri dure la supapa si scaune de supapa

Materialul

StelitSR-211

Stelit 6P 65

Stelit FP 37

Eatonite

Nicrom H 50

Compozitia chimica %CSiMnCrNiCoWFe

2--273416174

1,252,00-27-654,5rest

1,751,20-252237121,5

max

2,41,0-253915108

0,20,30,820Rest--1,0

2,601,750,727,0---rest

Duritatea HRC

40-45 40 40 - - 50 min

Densitatea [g/cm2]

- 8,4 8,5 - - 7,6

Coefficient mediu de dilatare [l/K]

- 15 · 10-

614,5 ·

10-6- - 13,5 ·

10-6

1.3 Calculul ritmului si productivitatii liniei tehnologice. Stabilirea preliminara a tipului de productie

1.3.1. Calculul fondului anual real de timp.F r=[ Zc−( Zd+Z s ) ]∗ns∗t s∗k p=[365−(104+6 ) ]∗3∗8∗0.94=5752.8 ore/anunde:Zc- numarul zilelor calendaristice dintr-un an Zd-numarul zilelor libere la sfarsit de saptamana dintr-un an (52 sau 104 zile/an) Zs-numarul zilelor sarbatorilor legale(6 zile/an) ns-numarul de schimburi dat prin tema ts-durata unui schimb (8 ore) kp-coeficient care tine seama de pierderile de timp de lucur datorita reparatiilor

executate in timpul normal de lucru al schimbului .

1.3.2. Calculul planului productiei de pieseN pp=N p∗n+N r+N rc+N ri=400000∗4+0+140000+1400=1741400 piese/anunde:Np-planul de productie pentru produsul respective, dat prin tema n-numarul de piese de acelasi tip de produs; n=4*100000 Nr-numarul de piese de rezerva, livrate o data cu produsul,in majoritatea cazurilor este

0 Nrc-numarul de piese de rezerva livrate la cere, se adopta in functie de durabilitatea

piesei intre 0 si 200…300% din Np*n, in cazul nostru adopt 10% Nri-numarul de piese rebutate la prelucrarea din cause inevitabile, se adopta in functie

10

de dificultatea proceselor tehnologice presupuse a fi utilizate intre 0,1…1% din (Np*n+Nr+Nrc), in cazul nostru adopt 0,1%

1.3.3. Calculul ritmului si prodctivitatii liniei tehnologiceRitmul liniei tehnologice Rλ, are implicatii majorre asupra asigurarii sincronizarii

operatiilor(pentru liniile cu flux continuu), prin divizarea procesului tehologic in operatii si faze, alegerea utilajelor, SDV-urilor si a structurii fortei de munca.

R λ=(F ¿¿ r∗60) /N pp=(5752.8∗60)/1741400=0.1982188¿ min/piesaProductivitatea liniei tehnologice reprezinta inversul ritmului liniei:

Q=N pp

1.3.4. Sabilirea preliminara a tipului (sistemului) de productieTipul de productie reprezinta ansamblul de factori productivi dependenti, conditionati in

principal de: stabilirea in timp a produictiei, complexitatea constructiva si tehnologica a acesteia si de volumul productiei. Tipul de productie influenteaza: caracterul si amploarea pregatirii tehnice a productiei, nivelul de specializare si structura de productie, formele de organizare si de programare a productiei,economicitatea fabricatiei.

Metodele de stabilire a tipului productiei-metoda indicilor de constanta a fabricatiei, metoda nomogramei necesita pe langa valoarea Rλ si valorile timpilor normati pentru operatiile principale ale procesului tehnologic.

Intrucat in aceasta etapa nu se cunosc timpii normati, acestia pot fi adoptati preliminar, prin analiza unui process tehnologic similar existent sau la stabilirea timpului de productie, se va utiliza un criteriu orientativ, bazat numai pe ritmul mediu al liniei tehnologice, Rλ, astfel:

Rλ<1 min/buc- se adopta productie de masaIn cazul frecvent intalnit in construcita pieselor auto, al productiei de serie se pune si

problema determinarii marimii optime a lotului piesei fabricate:N lot=(N ¿¿ pp∗Zr)/Z1 ¿ =1741400*8/255=54632.15.piese/lotunde:Zr-numarul de zile pentru care trebuie sa existe rezerva de piese Zr=5…10 zile pentru piese marunte, adopt 8 zile Z1=Zc-(Zd+Zs)=255 numarul anual de zile lucratoare

11

Cap.2. Alegerea varinatei optime metodei si procedeului de obtinere a semifabricatului

2.1.Analiza comparativa a metodelor si procedeelor concurente si adoptarea varinatei optime.

Prelucrarea metalelor prin deformare plasticaDeformarea plastic este metoda de prelucrarea fara aschiere prin care, in scopul obtinerii

unor semifabricate sau produse finite, se realizeaza deformarea permanenta a materialelor fara fisurare, prin aplicarea fortelor exterioare.

Cu ajutorul unei scule de presare, in cazul proceselor de prelucrare prin deformare, metalul capata alta forma, volumul insa ramane constant spre deosebire de prelucrarea prin aschiere cand forma piesei se obtine prin indepartarea sub forma de aschii a unei parti din metal.

Avantajele metodei de prelucrarea a metalelor prin deformare sunt : imbunatatirea proprietatilor mecanice din caza structurii mai omogene sau mai dense care rezulta in urma acestor prelucrari; consum minim de material; precizie mare de prelucrare, mai ales la rece; reducerea duratei prelucrarii ulteriaore prin aschiere; posibilitati de obtinere a unor forme complexe cu un numar minim de operatii si manopera simpla; marirea productivitatii muncii.

Necesitatea aplicarii unor forte mari pentru deformare, fac ca investitiile intiale sa fie mai mari, ceea ce poate fi consiferat ca dezavantaj al aceste metode.

In present circa 60% din piesele intrebuintate in diferite ramuri de productie sunt prelucrare prin deformare plastic. Aplicarea din ce in ce mai larga a acestei metode se face prin reducerea si inlocuirea partial a prelucrarii prin aschiere.

Clasificarea procedeelor de deformare plastic se poate face dupa temperatura la care are lor deformarea: la rece si la cald; dupa viteza de deformare : cu viteze mici de deformare ( V d< 10m/s) si cu viteze mari de deformare ( Vd > 10 m/s ); dupa calitatea suprafetelor realizate : de ebosare si finisare; dupa natura operatiilor aplicat la deformarea plastic : de degrosare si de finisare; dupa complexitatea procedeelor de intrebuintare: laminare, tragerea, presarea, forjarea lobera, matritarea, extruziunea, stantarea si ambutisarea.

Bazele teoretice ale prelucrarii prin deformare plasticaDeformari elastic si deformari plasticDeformarile sunt posibile datorita schimbarii echilibrului dintre fortle interne ale

materialului, sub actiunea fortelor externe ale materialului.Deformarile sunt conditionate de repartizarea fortelor, de directia in care se manifesta

acestea, felul solicitarii si de viteza cu care se exercita acele fortle exterioare.Deformarile se pot clasifica in : elastic si permanente, care la randul lor pot fi plastic, adica

fara fisuri sau ruperi de metal (stare plastic) si cu fisuri, cu ruperi de metal (stare casanta).Deformarea elastica are lor prin deplasarea atomilor din pozitiile lor de echilibru, marimea

deplasarii nedepasind ordinul de marimi al distantei intre atomi. Deformarea nu produce modificari in structura interna a metalului. Se modifica unele proprietati fizice si chimice, cum ar fi conductivitatea electrica, culoarea.

Deformarea plastica se realizeaza prin deplasarea relative a atomilor in pozitii noi de echilibru la distante mult mai mari decat distantele dintre atomi in reteaua cristalina. Metalul sufera modificari importante in structura sa, deformarea produsa nu mai respecat legea lui Hooke.

In timpul prelucrarii materialelor metalice prin deformare plastica este necesar ca fortele ce actioneaza sa aiba efortul unitar de prelucrare (σ), mai mare decat limita de curgere (σc) si mai

12

mica decat rezistenta de rupere (σr). de aceea pentru o deformare plastic este necesar de a aduce σc la o valoare cat mai mica, prin diferite metode (temperature, etc.), iar valoarea lui σr sa fie cat mai mare. Astfel spre exemplu, deoarece σc, la temperatura camerei, la plumb, staniu, aluminiu este foarte mica; ele se pot forja la aceasta temperatura.

Dupa cum am vazut prelucrarea prin deformare influenteaza proprietatile si structura metalului prelucrat si nu numai forma semifabricatului initial. Din acest punct de vedere trebuie sa se faca deosebire intre prelucrarea prin deformare la rece si la cald.

Deformarea plastica la receSe considera ca avem deformare la rece atunci cand aceasta are loc la o temperature:

T≤13

Tt , in K (4.1)

in care :Tt este temperature de topire.Deformarea plastic se poate produce prin alunecare, prin maclare si prin alunecare si

maclare.Deformarea monocrostalului prin alunecare. In cristale exista suprafete, (plane de alunecare

cu densitatea maxima a atomilor), pe care pot sa alunece usor straturi subtiri de metal (distanta dintre doua plane fiind de cca 1µ.

Deplasarile sunt cu atata mai usoare cu cat aceste suprafete sunt asezate ai favorabil in raport cu fortele care actioneaza asupra lor. Asa cum am vazut se produc alunecari care conduc la alungirea materialului, concomitant cu reducerea sectiunii transversal.

Prin masuratori experimentale s-a determinat ca valoare tensiunii critice se alunecare este de 100 si chiar 1000 de ori mai mica decat valoarea teoretica calculate, presupunandu-se deci ca alunecarea nu are loc simultan pe toate suprafetele de alunecare. In reteaua cristalina exista niste defecte structural de tipul dislocatiilor, datorita carora alunecarea la inceput este favorizata putand lua nastere tensiuni mult mai mici decat cele calculate.

Pe masura ce deformarea avanseaza se formeaza adevarate benzi de alunecare din ce in ce mai late, care intersectare cu suprafata exterioara a epruvetei monocristaline formeaza liniile Lüders vizibile.

Deformarea plastic prin alunecare a policristalelor. Materialele metalice tehnice sunt corpuri policristaline, a caror deformare plastic se compune din deformarea intracristalina ( a cristalelor) si deformarea intercristalina ( a substantei intercristaline). Un policristal este mai rezistent la deformare in comparative cu monocristalul, deoarece deformarea grauntilor in policristal are loc in conditii mult mai grele decat a grauntilor luati separate.

Deformarea intracristalina este cu atat mai greau cu cat grauntii care compun cristalele sunt mai mici.

La inceput se deformeaza plastic numai cristalele cu orientare favorabila a planelor de alunecare, iar ceilalti graunti sufera o deformare elastic. Masa policristalina are o limita de elasticitate mai mare decat o are un monocristal.

13

Deformarea intercristalina se produce datorita faptului ca in timpul deformarii plastic a policristalului tot mai multi graunti se rotesc.

Deformarea plastic a policristalului nu se produse uniform in toti grauntii. Unii graunti, cu orientare favorabila actiunii efortului se deformeaza puternic, in timp ce ceilalti graunti nu s-au deformat de loc sau foaarte putin. Aceasta anizotropie de deformare are urmari si asupra materialului deformat.

Deformarea plastica prin maclare. Acest fenomen are loc atunci cand o parte a retelei cristaline se rotunjeste in jurul nodurilor sale, cand cele doua parti ajung intr-o pozitie simetrica una fata de cealalta ( fig. 2.1.1). prin maclare o parte din cristal se reorienteaza in raport cu restul de-a lungul unui anumit plan, numit plan de maclare. Partea rotita deformata a cristalului se numeste macla.

Deformarea prin alunecare si maclare. In timpul deformarii pot aparea simultan atat alunecarea cat si maclarea. In acest caz deformarea se numeste complexa.

Influenta deformarii plastic la rece metalice. Prelucrarea prin deformare la rece provoaca ecruisarea (intarirea) metalului care reprezinta ansamblul fenomenelor legate de modifcare proprietatilor mecanice, fizice si chimice in procesul de deformare plastic la rece.

Astfel, principalele semen ale ecruisarii, care se constata in microstructura metalului, sunt modificarea formei grauntilor si alungirea lor in sensul dezvoltarii maxime intr-o singura directive, structura metalului devenind fibroasa.

Proprietatile mecanice sunt modificate de ecruisare astfel: indicatorii de rezistenta (σ p, σcr, σc, σr si duritatea) cresc cu cresterea gradului de deformare, iar indicatorii de plasticitate (alungirea, rezilienta) scad ( fig. 2.1.2). In urma prelucrarii la rece se micsoreaza conductibilitatea termica, electrica si permeabilitatea magnetica, iar inductia magnetica se mareste. Odata cu cresterea gradului de deformare se micsoreaza rezistenta anticoroziva.

In ultimul timp, se considera ca ecruisarea se datoreaza cresterii miscarii dislocatiilor odata cu cresterea gradului de deformare, iar obstacolele principale

care franeaza aceasta miscare a dislocatiilor sunt atomii straini din retea, care produs o strambare a acesteia.

Deformarea plastica la caldPrin deformarea la rece materialele se intaresc, astfel ca la un moment dat nu mai poate

Fig. 2.1.1 deformarea plastica prin maclare :a- Inainte de deformare; b – dupa deformare

Fig. 2.1.2 Influenta deformarii la rece asupra proprietatilor mecanice ale otelului cu continut mic de carbon

14

continua procesul de deformare. In acesta situatie, cristalele nu au o stabilitate deplina din punct de vedere termodinamic. Pentru a se inlatura acest neajuns, materialele se incalzesc.

Deformarea la cald se realizeaza prin alunecare sau maclare. Prin incalzire, datorita cresterii mobilitatii atomilor in retea, dispar tensiunile interne.

Revenirea este procesul de marire a plasticitatii materialului care se realizeaza prin incalzirela temperature cuprinse intre 0,2 Tt si 0,4 Tt (din temperature de topire), inlaturandu-se astfel deformarea retelei. Prin acest process si conductibilitatea revine la valoarea initiala. La aceste temperature nu se produce nici o modificare a microstructurii.

Pentru aliajele feroase aceasta temperature este cuprinsa intre 500 si 600 K.Recristalizarea influenteaza nu numai asupra retelei cristaline dar si asupra formei si

dimensiunilor grauntilor.Dimensiunile grauntilor depend de :Temperatura la care are loc recristalizarea. Se considera, in general ca este cuprinsa intre 0,4

Tt si 0,5 Tt. prin temperature de inceput de recristalizare se intelege temperature la care incep sa se formeze cristale noi. Temperatura minima de recristalizare depinde de natura metalului si de gradul deformarii anterioare. Cu cat metalul a fost deformat mai mult, are grauntii mai mici, este deci mai nestabil din punct de vedere termodinamic , are nevoie de o temperature mai mica pentru procesul de recristalizare. Variatia marimii cristalelor in functie de temperature se arata in fig. 2.1.3.

Deoarece deformarile plastic au loc la temperature mai mari decat acelea de recristalizare, alunecarile si marimea duritatii provocate de acestea dispar imediat datorita procesului de recristalizare , ce are loc datoritat trecerii metalului la aceasta temperatura.

Fig. 2.1.3 Variatia rezistentei la rupere si a plasticitatii in functie de temperature

de recristalizareFig.2.1.4 Variatia marimii cristalelor in

functie de gradul de deformare

15

Fiecare aliaj isi are temperature In fig. 2.1.3 se arata variatia rezistentei la rupere a plasticitatii in functie de temperatura ( un

otel moale prelucrat la un grad mare de deformare), de unde rezulta ca la o anumita temperature, rezistenta de rupere scade brusc ajungand la valoarea avuta inainte de ecruisare. Aceasta formeaza temperatura minima de recristaliazare numita si prag de recristalizare.

Impuritatile, elementele de aliere influenteaza temperature la care incepe recristalizarea.

Marimea gradului dedeformare. Variatia marimii cristalelor in functie de gradul de deformare se arata in fig. 2.1.4 Cu cat gradul de deformare este mai mare, cu atat grauntii sunt mai mici.

Gradul critic de deformare este gradul de deformare la care se obtine dupa recristalizare marimea maxima a grauntelui. Majoritatea metalelor au gradul critic de deformare aproximativ 5- 30%. In general, in timpul deformarilor plastice se evita o reducere pronuntata a sectiunii, tocmai pentru ca la incalzirile ulterioare sa nu obtinem graunti prea mari;

Durata de mentinere le temperatura la care are loc recristalizarea influenteaza marimea grauntiloe cristalini (fig. 2.1.5);

Marimea initiala a grauntilor influenteaza marimea finala a cristalelor;Viteza de deformare este deformatia relative care are loc in unitate de timp:

Vd = dεdt

[ S -1]

Din fig. 2.1.6 rezulta ca cu cat deformarea are loc cu viteza mai mare, cu atata rezistenta la deformare este mai pronuntata, deci cu atata viteza de deformare a fost mai mare, efectul este asemanator deformatiilor la rece.

Deoarece la viteza mare de deformarerecristalizarea intarzie otelurile aliate figureaza la o viteza mai mare de deformare, fiind necesare viteze mici de prelucrare, ceea ce se realizeaza de obicei cu ajutorul preselor.

In concluzie daca in cursul procesului de deformare, recristalizarea decurge atat de complet incat dupa terminarea prelucrarii metalului are o structura recristalizata, fara urme de

Fig. 2.1.5 Variatia marimii cristalelor in functie de timpul de mentinere la temperatura

de deformareFig. 2.1.6 Influenta vitezei de deformare

asuprea rezistentei la deformare

16

ecruisare, spunem ca avem de-a face cu un procedeu de prelucrare la cald.Trebuie retinut faptul ca prin deformarea la cald a lingoului turnat din otel, structura lui

dentritica intiala se deformreaza, se alungesc cristalele si substanta intercristalina si se orienteaza in directia de curgere a metalului, iar ca rezultat se formeaza asa-numita macrostructura in benzi ( fibroasa), cu proprietatio diferite in lungul sau transversal fibrelor ( fig. 2.1.7). Aceasta structura fibroasa nu poate fi modificata prin tratament termic.

Caracteristicile mecanice σr , δ, si rezistenta la oboseala sunt influentate de prelucrarea prin deformarea la cald : la epuvetele longitudinale acestea se maresc ( cu circa 10 ori) odata cu cresterea gradului de deformare, iar la epuvetele transversal aceste caracteristici se micsoreaza odata cu cresterea gradului de deformare. Deci, dupa defoamre la cald otelul are proprietati mecanice anizotrope.

Prelucrarea la cald, totdeauna exercita o indesire a materialului, anuland sulfurile, fisurile etc.

Instalatii de incalzireIntroducere, clasificare, conditiiInstalatiile de incalzire folosite trebuie sa aiba o mare rentabilitate sis a asigure o buna

calitate a materialului incalzit. Randamentul unui cuptor reprezinta raportul dintre caldura data piesei Qp si caldura Q obtinuta in vatra cuptorului prin arderea combustibilului:

ɳe = QpQ

In continuare se arata cateva exemple de cuptoare cu randamentele respective, din care rezulta ca randamentul cuptorului depinde de constructia cuoptorului, combustibilul folosit si preincalzirea aerului: cuptoare mici incalzite cu cos, fara preincalzirea aerului ( 1,5 – 5%); cuptoare incalzite cu gaze, tip mai vechi ( 5 -10%); cuptoare mici cu preincalzirea aerului ( 15 – 20%); cuptoare mici cu propulsive ( 20 – 25 %). Dupa cum vedem numai o parte din caldura obtinuta prin arderea combustibilului este folosita pentru incalzirea materialului.

Repartizarea caldurii se face astfel : 85 – 90% sunt pierderi (45-50% prin gazelle arse avacuate din cuptor; 26% prin zidaria cuptorului; 10-15% prin alte neetanseitati – usi etc. ); 0,5-1% datorita arderii incomplete a combustibilului) si numai 10 -15 % din caldura totala se foloseste pentru incalzirea materialului.

Din cele de mai sus rezulta ca randamentul cuptoarelor de incalzit poate fi marit prin recuperarea caldurii gazelor arse incalzindu-se aerul necesar arderii, printr-o izloare mai buna a zidariei cuptorului, printr-o etanseitate mai buna, printr-o constructive rationala a cuptorului. Aerul poate preincalzi la 500 – 1300 K.

Preincalzirea aerului se poate realiza cu ajutorul regeneratoarelor care sunt formate dintr-un sistem de tevi, prin interiorul carora circula aerul, iar prin exterior gazele, sau cu ajutorul recuperatoarelor care sunt camera din caramida refractara, incalzite in prealabil de

Fig. 2.1.7 Macrostructura oteluluia-a turnat; b- dupa deformarea la cald;

17

gazelle de combustie arse, iar apoi prin acesta trece aerul rece.Cuptoarele de incalzit se clasifica dupa mai multe criterii si anume:Dupa felul sursei de caldura in cuptoarele cu flacara, incare sursa de caldura provine din

arderea combustibilului si care pot fi cu combustibil solid, lochid, gazos si in cuptoare sau aparate electrice care pot fi : cu rezistanta si cu inductie;

Dupa reparatia temperaturilor in spatial de locru si modul de deplasare a materialelor in cuptor: in cuptoare cu temperature repartizata uniform materialul fiind incarcat repaus pe vatra fixa sau mobile (cu vatra fixa, vatra mobile, anaci si cu pereti rotativi), in cuptoare cu temperature repartizata variabil, materialul incarcat fiind in miscare ( cu camera sau zone de preincalzire, cu vatra fixa orizontala, cu propulsive si cu vatra inclinata cu rostogolire libera), in cuptoare cu vatra mobile (cu transportor, cu grinzi pasitoare, cu role, carusel) si in cuptoare cu destinatie speciala;

Dupa modul de transmitere al caldurii la metalul incarcat in cuptoare cu transmitere directa a caldurii, cu atmosfera obisnuita in cuptoare cu transmiterea semidirecta a caldurii, cu atmosfera obisnuita la care produsele de ardere sunt deviate de la metalul incarcat , in cuptoare cu transmitere indirecta a caldurii, cu atmosfera obisnuita sau de protective, la care produsele de ardere nu vin in contact cu metalul incarcat, in cuptoare cu mufla si in cuptoare cu baie (saruri, plumb).

Principalele conditii care trebuiesc indeplinite de cuptoare sunt : sa se incalzeasca intr-un timp cat mai scurt, pana la temeratura necesara; temperatura din cuptor sa nu scada odata cu introducerea materialelor de incalzit sis a fie cat mai uniforma in spatial de folosit pentru incazlirea pieselor;temperature din cuptor sa se poata regla usor; atmosfera din cuptor sa nu produca arderea, decarburarea etc.; sa permita o manipulare usoara a materialelor; sa fie economic, cu mare productivitate sis a corespunda normelor de protectia muncii.

Captusirea cuptoarelor de incalzit se face cu material refractare.Tipuri de cuptoareIn continuare se vor arata cateva tripuri de cuptoare, incalzite cu flacara, mai frecvent

folosite, pentru incalzirea metalelor in vederea prelucrarii la cald, clasificandu-le in cuptoare cu vatra fixa si in cuptoare cu vatra mobila.

Fig. 2.1.8 Forja deschisa :1 – vatra; 2 – conducta de aer; 3 – ventil;4 – registru pentru zgura; 5 – spargator;

6- vas cu apa

Fig. 2.1.9 Schema unui cuptor cu camera, cu combustibil solid:

1 – focar prevazut cu gratar de bare;

2- camera de incalzire;

3 – pragul care separa focarul de camera de incalzire;

4- gura de incarcare;

5 – canale pentru evacuarea produselor de ardere;

6 – cos;7 – canal de fum

18

Cuptoare cu vatra fixa. Forja deschisa este folosita pentru incalzirea pieselor mici din otel.Cuptoare cu o camera si usa de incarcare descarcare sunt folosite pentru incalzirea

semifabricatelor mici si mijlocii si nu in serii mari. Se folosesc mai ales pentru realozarea incalzirii dupa diagrame special a unor oteluir sau aliaje neferoase complexe.

Materialul incarcat ramane in acste cuptoare, atat timp cat este necesar pentru incalzirea lor corespunzatoare, dupa care se scoate tot pe aceeasi gura de incarcare pe unde a fost introdus.

Cuptoare cu doua sau trei camere se folosesc mai ales in cazul otelurilor de calitate superioara, aliate sau nealiate cu continut mare de carbon, in cazul cand nu este vorba de productie de serie mare. Intr-una din camere se face preincalzirea materialului, iar in alta incalzirea la temperature de prelucrare.

Cuptoare cu propulsie se folosesc in cazul fabricatiei in serie mare. Materialele care se incalzesc trebuie sa permita incarcarea si propulsarea in astfel de cuptoare.

Fig. 2.1.10 Cuptor cu propulsie cu trei zone, incalzit cu combustibil gazos, cu recuperator ceramic pentru preincalzirea aerului:

1 – zone de preincalzire ; 2- zona de incalzire; 3 – zona de egalizare ; 4 – recuperator ceramic; 5 – conducta de gaze; 6 – conducta de aer ; 7- canal de fum.

19

Cuptoare cu rostogolire se folosesc pentru incalzirea semifabricatelor cu sectiune rotunda, utlizate la laminarea tevilor, a rotilor si a bandajelor. Regimul termic este asemanator cu cel al cuptoarelor cu propulsive. Sunt cuptoare cu functionare continua.

Cuptoare adanci pot fi considerate ca facand parte din categoria cuptoarelor cu vatra fixa, ele fiind utilizate la incalzirea lingourilor ( 0,5 – 40 t) in special la laminare, care necesita o incalzire catr mai omogena in sectiune si o productivitate cat mai mare.

Cuptorul cu doua camere functionreaza in felul urmator : in camera 1 combustibilul arde incalzind si egalizand lingourile, iar in acelasi timp gazelle arse din camera 1 trec in camera 2 preincalzind lingourile. Rolul camerelor se inverseaza dupa prelucrarea lingourilor din camera 1 si inlocuirea lor cu lingourile reci. Aceste recuperatoare functioneaza fara preincalzirea aerului. Incalzirea lingourilor se face de sus in jos.

Cuptor adanc cu regeneratoare. Gazul de combustie se preincalzeste in regeneratoarele 1, iar aerul in regeneratoarele 2 la 970 – 1070 K. aerul si gazul rece intra in regeneratoare prin manevrearea vanelor 3. Dupa ce amestecul intra in cuptor de la dreapta stre stanga si arde incalzind longourile, gazelle arse ies prin stanga cuptorului preincalzind la 1070 – 1270 K regeneratoarele 1’ si 2’. Dupa 20 – 30’ ciclul se repeat in sens invers. La aceste cuptoare incalzirea se face de jos in sus.

Fig. 2.1.11 Reprezentarea schematic a diferitelor tipuri de cuptoare cu propulsie:

1 – arzator;2 – material;

Fig. 2.1.11. Cuptor adanc cu recuperatoare si doua arzatoare frontale

:1 – recuperatoare; 2 - canale

20

Un cuptor adanc cu recuperatoare si doua arzatoare frontale este aratat in fig. 2.1.11. Arzatoarele sunt amplasate in partea superioara a peretilor frontali, aceasta imprimand gazelor arse o miscare turbionara de sus in jos.

Gazelle arse trecand prin tuburile ceramic sau metalice, preincalzesc aerul rece, care trece spre arzatoare, in contra current, prin canalele 2.

Cuptorul adanc cu recuperatoare si arzator central fig 2.1.12 are acelasi sistem de recuperatoare ca cel al cuptorului adanc precedent.

Gazelle arse pornesc de la arzatorul central, pe vertical, izbesc bolul cuptorului si se preling pe suprafata acesteia, incalzind lingourile de sus in jos.

Cuptoare cu vatra mobila Cuptoare cu vatra rotativa ( tip carusel ). Arzatoarele 4 sunt distribuite radial la 45º. Vatra

este rotativa, intr-o rotatie complete piesa trebuie sa se incalzeasca. Usa de incarcare 5 este amplasata alaturi de usa de descarcare. Aceste cuptoare sunt folosite pentru incalzirea semifabricatelor de forma variata : a taglelor, tevilor, rotilor, bandajelor etc. si tind sa inlocuiasca cuptoarele cu rostogolire. Productivitatea acestor cuptoare variaza intre 20 si 100 t/h.

Fig .2.1.12 Cuptor adanc cu recuperatoare si arzator

central

Fig. 2.1.13 Cuptor cu vatra rotativa:

1 – vatra rotativa;2 – camera de incalzire;3 – sistem de etansare;

4 – arzatoare;5 - Usa de incacare;6 – usa de descarare

21

Cuptoare cu vatra pasitoare . Au vatra construita din grinzi fixe si grinzi mobile, montate parallel cu axa cuptorlului. ( fig. 2.1.14 ). Materialul este ridicat de grinzile mobile (care executa o miscare complexa de ridcare, avansare, coborare si revenire datorita antrenarii periodice de catre un mechanism special si depus mai inainte pe grinzi s.a.m.d. Arzatoarele 4 sunt amplasate atat deasupre vatrei cat si dedesubtul ei. Grinzile fixe si cele mobile se fac otel refractor. Temperatura de incalzire este de 1220 – 1320 K.

Cuptoare cu vatra cu role sunt folosite in special pentru tratamentul termic al tablelor groase in sectiunile de laminare ( fig. 2.1.14 ) . rolele executate din otelul refractor constituie vatra cuptorlului si sunt antrenate in grup sau individual. Arzatoarele sunt montate deasuprea si dedesubtul rolelor. Temperature maxima de incalzire variaza intre 1220 si 1320 K.

Incalzirea electrica

Fig. 2.1.14 Cuptor cu vatra pasitoare1 – grinda fixa; 2-borduri refractare; 3-grinzi mobile; 4-arzatoare; 5-canale pentru evacuarea gazelor

arse; 6-santuri pentru grinzile mobile;

Fig. 2.1.15 Cuptor cu vatra cu role cu incalzirea bilaterala1 – vatra cu role ; 2 – spatiu de lucru; 3- usa de incarcare ; 4 – arzatoare; 5 –usa de descarcare

22

Incalzirea electrica este metoda prin care o mare parte din dificultatile instalatiilor clasice de incalzire se elimina ,incalzirea facandu-se intr-un mediu fara gaze vatamatoare,curat la o temperatura precisa si bine raglata,se reduce durata de incalzire,se reduc pierderile prin oxidare ,se obtin structure,respectiv proprietati fizico- mecanice superioare,se elimina complet recuperatoarele,regeneratoarele,cosurile si canalele de fum etc.In ultimul timp ,chiar daca energia electrica costa ceva mai mult,datorita avantajelor aratate,aplicarea ei la incalzirea metalelor pentru deformare este din ce in ce mai mare.Cuptoarele electrice se folosesc pentru incalzire inainte de prelucrarea prin deformare mai ales a aliajelor neferoase(care necesita o temperatura joasa pentru inceputul deformarii,cum ar fi aliajele de aluminiu ,de magneziu s.a).In ultimul timp instalatiile electrice de incalzire s-au inregistrat in special la laminoarele de profiluri si sarma.Principalele procedee electrice de incalzire sunt prin inductie ,cu rezistenta ,in baie de saruri si electrolit .

Inaclzirea prin inductie.O astfel de incalzire se realizeaza introducandu-se materialul de incalzit in campul magnetic al unei bobine alimentate cu curent electric.O instalatie de incalzit prin curenti de inductie cu actiune continua este aratata in figura 2.1.16 .Instalatia este alimentat cu aer.

Fig. 2.1.16Instalatie de incalzire prin inductie :

1- Conducta de aer comprimat; 2- dispozitiv de actionare

electromagnetica; 3- impingatorul pneumatic; 4- alimentatorul

pneumatic; 5 – dispozitiv de incarcare; 6-inductor.

23

Matritarea la masini orizontaleParticularitatile acestor masini constau in faptul ca spre deosebire de masinile de tip

ciocan,matritele masinilor de forjat orizontale nu se compun din doua parti,ci din trei :matrita fixa,mobila si poansonul.Partile mobile se misca in planul orizontal,si nu in planul vertical ca la ciocane sau le prese de matritare de tip manivela.Avantaje :productivitate mare(500-1000 piese/ora);posibilitate de matritare a unor piese cu configuratii complicate ,ce nu pot fi matritate la prese sau ciocane;deseuri mici de metal ;datorita faptului ca lipseste bavura;precisie inalta a dimensiunilor si calitate buna a suprafetelor;economie de metal,datorita faptului ca se matriteaza fara bavura;deservire usoara si sigura.

Fig. 2.1.17 Fazele matritarii de forjat orizontal :

Faza I, II, III, IV; 1- bara; 2- semimatrita fixa;

3- opritorul; 4- semimatrita mobile; 5- poanson.

Fig.. 2.1.18 Dimensiunile caracteristice ale

locasului de matritare inchisa, in masinile

orizontale de forjat

Fig. 2.1.17 Variatia coeficientului

k in functie de raportul d/A1

24

Principiul matritari la masina de forjat orizontala.(fig. 2.1.17 ).Matritarea se realizeaza in patru faze:In prima faza,bara incalzita 1 se introduce intre semimatrita fixa 2(care este fixata la falca imobila a masiniii)pana la opritorul 3.In faza a doua se ridica semimatrita mobile 4,strangandu-se bine bara.In acelasi timp poansonul 5 se aproprie de matrita in care este stransa bara si incepe refularea.In faza a treia se face refularea complete,iar in faza a patra semimatrita mobile coboara si piesa este scoasa afara .Ca material initial de cele mai multe ori se folosesc bare rotunde.Cavitatea de formare se poate afla nu numai in matrite ci atat in matrite cat si in poanson(a)sau in mai multe pansoane (b).Pentru a evita flambarea barei este necesar ca raportul l/d sa fie mai mic ca 2,5 sau maximum 3.fig(2.1.18 ).Pentru usurarea curgerii materialului se ia:d2=(1,01-1.05)d.Din conditia de egalitate a volumului semifabricatului si a cavitatii se determina lungimea lc;

Lc=3ld2/(d12+d2

2+d1+d2)

In figura (2.1.19 )se prezinta schema cinematic a unei prese orizontale de forjat .Specificul acestei masini consta in aceea ca miscarea falcii mobile 3 este data direct de la motorul 4 prin intermediul transmisiei cu curele 5,a rotilor dintate 6,a cuplajului 7,a arborelui principal 8 si a mecanismului de actionare a falcii mobile 9.In figura 2.1.20 se arata o masina orizontala de forjat Forta necesara matritarii la masinile orizontale de forjat se p[oate determina cu monograma din figura 2.1.21.

Fig. 2.1.19 Schema cinematica a unei masini

orizontale de forjat:

1 – berbecul principal; 2- semimatrita mobila; 4-

motor; 5- transmisia cu curele; 6- roti dintate; 7-

cuplaj; 8- arborele principal cu un cot; 9- mecanismul

25

Fig. 2.1.20 Aspectul general al unei masini

orizontale de forjat

Fig. 2.1.21 Nomograma pentru determinarea

fortei necesare matritarii la masinile orizontale

de forjat.

Fig. 2.1.22 Produse matritate realizate cu presa de forjat orizontala

26

Datorita marilor avantaje pe care le au in prezent masinile orizontale de forjat ,se folosesc pentru executia celor mai diferite si complicate piese din otel sau aliaje neferoase.Pe aceste masini se pot executa operatii de prelucrari la cald ca refularea capetelor de bara,poansonarea ,extrudarea,matritarea.Varietatea mare de produse ce se pot obtine se datoreste si faptului ca aceste masini au o larga posibilitate de a realize diferite operatii.In figura 2.1.22 se arata cateva produse matritate ce se pot realize cu presa orizontala de forjat (rulmenti ,tuburi)etc.

ExtruziuneaExtruziunea fig 2.1.23 este o metoda de prelucrare prin deformare plastica care consta in

trecerea fortata a semifabricatului 1,datorita unei forte de compresiune ,printr-o matrita 3 a carei deschidere este profilata si de sectiune mai mica decat a materialului comprimat .Profilul materialului extrudat va corespunde formei orificiului din matrita,fiind constant pe toata lungimea.Impingerea poansonului se face de ceke mai multe ori cu ajutorul preselor hidraulice asa cum se vede in fig 2.1.23.

Procedee de extrudare ,in functie de directia si sensul de curgere al materialului ce se extrudeaza se clasifica in:extruziune directa fig 2.1.23 la care sensul de curgere a materialului sunt aceleasi cu directia si sensul poansonului ,extruziune indirect fig. 2.1.24 la care materialul se deplaseaza invers fata de poanson si extruziunea combinata la care materialul se deplaseaza simultan in ambele sensuri .Tiputile de extrudare sunt aratate in fig 2.1.25 ,din care o parte cum ar fi extruziuneacu lichid sau extruziunea cu explozie sunt numai in stadiu de experimentare.Extruziunea tevilor se realizeaza ,perforand semifabricatul in prealabil.Principiul de extrudare a tevilor rezulta in fig. 2.1.26.

Fig.2.1.23 Schema extruziunii directe si chema presei

hidraulice folosite:

1- Semifabricat; 2- bucsa (cilindru); 3-

matrita; 4-poanson; 5 – produs

extrudat.

Fig. 2.1.24 Schema extruziunii inverse :

1- Semifabricat; 2- cilindru; 3 – matrita; 4-

poanson; 5- produs extrudat.

27

Fabricarea profilelor simple si a tevilor din oteluri se face inca prin laminare.Profilele complicate insa sunt produse in exclusivitate prin extruziune.in fig. 2.1.27 se arata unele profile extrudabile utilizate in industrie.Principalele avantaje ale extruziunii constau in faptul ca datorita schemei stariii de tensiune de comprimare triaxiala exista posibilitatea de deformare

Fig. 2.1.25 Tipul de extrudare :

I – directa mecanica; II – directa hidrostatica; III – directa prin explozie;

IV – indirecta; V – mixta; VI – laterala; a- profile pline; b – profile

tubulare.

Fig. 2.1.26 Schema extrudarii tevilor:

1 – corpul matritei; 2 – matrita; 3- poanson; 4 –

perforator; 5- ebosa; 6 – teava care iese.

28

plastica a metalelor si aliajelor cu plasticitate redusa ,se obtin piese care prin alte procedee nu s-ar putea obtine,mai economice ,cu o mare productivitate si de o calitate superioara.Dezavantajul principal consta in durabilitatea redusa a matritelor si o neuniformitate a deformatiei mai mare decat in cazul laminarii.

Extruziunea la caldDespre neuniformitatea deformatiei.Calitatea produselor tinute prin extruziune precum si

valoarea fortelor de extruziune este influentata in cea mai mare masura de neuniformitatea deformatiei si anume cu cat neuniformitatea defromatiei este mai accentuate cu atata calitatea produselor este mai slaba si cu atat fortele de extruziune sunt mai mari.Neuniformitatea deformatiei poate fi pusa in evidenta si determinate prin metoda retelei rectangulare care poate fi utilizata in laborator sau in uzina si care consta in extrudarea unei epruvete formate din doi semicilindri fig. 2.1.28.

Dupa extruziune aspectul si dimensiunile de baza ale unei retele rectangulare deformate arata ca cea din fig. 2.1.29.Dupa extruziune se constata o deformare neuniforma atat in directive longitudinal cat si in direstie transversal.Distanta dintre liniile transversale ale fostei retele rectangulare este ,pe portiune extrudata ,mai mica in capatul din spate ,deci se observa o deformare longitudinala neuniforma.

Fig. 2.1.27 Profile extrudabile executate in industrie

Fig.2.1.28 Epruvete pentru determinarea neuniformitatii deformatiei

29

Neuniformitatea deformatiei ,in directive transversal,este maxima la periferie si minima in zona axiala.Aspectul macroscopic in sectiune longitudinal a unui lingou extrudat se vede in fig 2.1.30

Factori ca re influenteaza neuniformitatea deformatiilor in timpul extruziuniiNeuniformitatea deformatiei este influentata de mai maulti factori :valoarea si natura fortelor

ce se dezvolta in timpul extruziunii,diferenta de temperatura intre scula si material,valoarea fortelor de frecare exterioare ,ungere,forma suprafetelor de lucru a sculelor.

Valoarea si natura fortelor ce se dezvolta in timpul extruziuni).Aceaste forte sunt compuse din forta S necesara invingerii rezistentei proprii a materialului

in conditiiie starii de tensiune liniara,adica forta necesara deformarii materialului ,fara a tine seama de conditiile de frecare exterioare (P)din forta Q echivalenta cu fortele de frecare exterioare dintre materialul ce se extrudeaza si suprafata de lucru a sculelor(poanson ,matrita ,etc).Deci:

P=S+Q.Neuniformitatea deformatiei poate fi micsorata prin

reducerea la minimum a fortelor de frecare exterioare dintre materialul ce se extrudeaza si scule,sau prin marimea rezistentei de deformare plastica (S)in timpul extrudarii.In practica cel mai des se foloseste prima metoda .a doua se aplica numai in cazurile cand dorim piese cu o neuniformitate a deformatiilor cat mai mica.

Diferenta de temperatura.Cu cat este ai mare aceasta diferenta cu atata este mai mare neuniformitateta deformatiei si aceasta datorita schimbului mare de caldura ce se face intre material si scula,materialul fiind rece la periferie.Pentru eliminarea acestui factor lingourile ce se extrudeaza se pot incalzi uniform,adica cu o temperatura mai ridicata spre exteriorul lingoului sau se pot incalzi sculele de lucru .

Fig. 2.1.29 Retea rectangulara deformata prin extruziune

Fig. 2.1.30 Aspectul macrospcopic in sectiunea longitudinala a unui lingou extrudat

30

Fortele de frecare exterioare dintre scula si materialul ce se deformeaza.Cu cat valoarea fortelor de frecare este mai mica .cu atat neuniformitatea deformatiei este mai mica.Valoarea fortelor de frecare depinde de gradul de prelucrare a suprafetelor sculelor de lucru precum si e calitatea lubrifiantului.

Ungerea.Deoarece valoarea fortelor de frecare exterioare este influentata mult de ungere ,aceasta ifluenteaza si neuniformitatea deformatiei.Scaderea valoriii fortei de extruziune in cazul folosirii lubrifiantilor se datoreste faptului ca lubrifinatul se depune sun forma de pelicule [e suprafata semifabrcicatului.Lubrifiantii pot fi impartiti in doua mari

categorii:lubrifianti pentru extruziunea la cald si lubrifianti pentru extruziunea l rece .

Forma suprafetelor de lucur si a sculelor.Suprafata de lucru a poansonului,poate fi plata (cilindrica)si conica . Neuniformitatea deformatiei este mai amare in cazul folosirii poansoanelor plate ,obtinandu-se suprafete mai curate.Un poanson pentru extrudare are trei parti fig 496(……….):zona de prindere 1,corpul poansonului 2 si zona active 3.Matrite pentru

extrudare se arata in figura 4.97………)

Fig. 2.1.31 Influenta ungerii, in cazul extrudarii asupra neuniformitatii deformatiei.

Fig. 2.1.32 Forma zonei attractive la extrudarea

directa :

A – plata; b - conica

Fig. . 2.1.33 Forma zonei attractive la axtrudarea inversa;A – conica; b - plata

31

Influenta unghiului α asupra neuniformitatii deformatiei se vede in figura 2.1.36 unde,prima bara a fost extrudata in matrita plata (α=180),iar in continuare,unghiul a fost redus continu .Cucat unghiul α se reduce cu atat neuniformitatea deformatiei scade.

Extruziunea la recePrin extruziunea la rece se obtin numai piese finite cu diametrul cuprins intre 5 si 150 mm,

iar lungimea intre 5 si 1200 mm.Avantajele extruziunii la rece sunt : obtinerea pieselor cu tolerante foarte restranse, cu

suprafete curate, otelul se durifica, deci se mareste rezistenta la rupere.Se considera ca nerationale si neeconomice extruziunea otelurilor la care forta totala de

exstruziune raportata la suprafata poansonului depaseste valoarea de 200 – 220 daN/mm2, iar pentru trecere nu se permit deformari mai mari de 25%. De aceea extruziunea la rece se aplica, in afara metalelor neferoase, numai otelurilor cu putin carbon, pentru piese mai simple.

Operatiile pregatitoare pentru extruziunea la rece sunt : recoacerea de inmuiere care se aplica in cazul pieselor

dificile sau atunci cand semifabricatul este ecruisat; curatarea oxizilor care se face in bai decapanate, in tobe de sablaj sau prin aschiere ; spalarea se face cu apa, cu scopul de a indeparta resturile de solutie, de la baia de decapare; degresarea, pentru inlaturarea grasimilor, in cazul

Fig. 2.1. 34 Poanson pentru extrudare :

1 – zona de deprindere; 2- corpul poansonului; 3-

zona atractiva.

Fig. 2.1.35 Matrite pentru extrudare:a – directa; b – inversa; 1 – con de deformare; 2 – cilindru de

calibrare; 3 – cilindru de iesire; 4 – inel de ghidare.

Fig. 2.1.36 Influenta conicitatii

matritei asupra uniformitatii curgerii

materialului la extrudarea directa

32

cand semifabricatele au fost unse cu grasimi sau uleiuri se care se realizeaza tinand semifabricatul 10 – 15 min in baia de degresare, incalzita la temperature de 340 – 350 K; decaparea, pentru indepartarea ruginii se realizeaza tinand semifabricatele 10 – 15 min intre-o solutie de acid sulfuric de concentratie 10 – 30 %, si temperature cuprinsa intre 320 – 350 K; neutralizarea se face intr-o baie care contine 50 g/l soda si 10 g/l sapun cu scopul de a neutgraliza acizii care eventual au ramas pe semifabricate in urma decaparii; ungerea se face cu scopul de a reduce fortele de frecare exterioare.

Fazele extrudariiProcesul de extrudare are loc in trei faze distincte:-faza I fig (4.99) ,in care se preseaza semifabricatul pana la inceputul curgerii materialului

prin orificiul de calibrare.Forta necesara extrudarii creste brusc de la zero la o valoare maxima necesara curgerii plastice a materialului.fig (4100);

-in faza II fig 4.9.9 se realizeaza curgerea metalului prin orificiul matritat pana cand hS>hCR(hS-inaltimea;hCR-inaltimea semifabricatului h,pentru care forta de deformare este minima)Aceasta faza dureaza pana cand forta de deformare ajunge la valoarea minima fig(4.1000)

-in faza III fig 4.9.9. c de deformare incepe iar sa creasca fig (4100).

2.2.Stabliirea pozitiei semifabricatului in forma sau matrita si a planului de separatie.Metoda de realizare a semifabricatului trebuie sa tina seama de asigurarea unei înalte

stabilitati dimensionale si unei rezistente la oboseala ridicate, la un cost minim. Pentru satisfacerea acestor cerinte, semifabricatele se obtin prin deformare plastica, electrorefulare, urmata de matritarea de precizie si extrudare.

Stabilirea succesiunii operatiilor si fixarea bazelor de asezareForma constructiva, precum si caracterul productiei de serie sau de masa, face posibila

automatizarea procesului de prelucrare mecanica. Tehnologiile moderne prevad obtinerea unor semifabricate foarte precise, cu adaosuri mici , astfel ca uzinarea sa se poata face numai prin rectificare.

Conditia principala ce trebuie îndeplinita la prelucrarea supapei este realizarea unei concentricitati cât mai perfecte a conului de asezare al corpului supapei cu portiunea de ghidare a tijei.

33

În cazul general supapele se prelucreaza prin strunjire si rectificare. Când se obtin semifabricate precise, prelucrarea supapelor se face numai prin rectificare. Etapele principale de prelucrare mecanica depind de procesul tehnologic adoptat.

Deoarece semifabricatul este foarte precis, numarul de operatii este mult mai mic, ceea ce constituie principalul avantaj al acestei tehnologii. Operatiile de prelucrare se executa pe masini de rectificat plan, masini de rectificat fara centre sau masini speciale.

Rectificarea tijei supapelor se executa pe masini de rectificat fara centre.Metoda aplicata pentru rectificarea tijei supapei pe R.F.C. este rectificarea cu avans

transversal pentru piese scurte cu reborduri.Latimea discurilor abrazive este mai mare decât lungimea portiunii de rectificat, pentru a se

putea rectifica dintr-o singura trecere toata lungimea.Avansul transversal este continuu.Piesele se introduc prin partea de sus si se aseaza pe rigla de reazem fiind împinse pâna la

opritor, care determina lungimea.

2.3.Stabilirea prelimainara a adaosurilor de prelucrare si executarea desenului semifabricatului .

Se poate observa in anexe.

2.4.Intocmirea planului de operatie pentru executarea semifabricatului Forma constructivă, precum şi caracterul producţiei de serie sau în masă, face posibilă

automatizarea procesului de prelucrare mecanică.Tehnologiile moderne prevăd obţinerea unor semifabricate foarte precise, cu adaosuri mici, astfel ca uzinarea să se poată face numai prin rectificare.

Fig. 2.4.1 Obţinerea semifabricatelor pentru supape: a) supapă plină; b) supapă tubulară.

Condiţia principală ce trebuie îndeplinită la prelucrarea supapei este realizarea unei concentricităţi cît mai perfecte a conului de aşezare al capului supapei cu porţiunea de ghidare a tijei. În cazul general supapele se prelucrează prin strunjire şi rectificare. Cînd se obţin semifabricate precise, prelucrarea supapelor se face numai prin rectificare.Etapele principale de prelucrare mecanică depind de procesul tehnologic adoptat.

În cazul prelucrării prin strunjire şi rectificare se execută următoarele grupe de operaţii: operaţii de profilare a supapei; tratament termic; operaţii de finisare; operaţii de control. Profilarea supapei se execută prin strunjire, cu cuţite a căror geometrie asigură forma canalelor pentru siguranţe, precum şi a porţiunii de racordare dintre capul supapei şi tijă. După obţinerea profilului supapei în stare semifinită se aplică tratamentul termic de durificare a suprafeţei capului tijei prin curenţi de inducţie. Operaţiile de finisare se execută prin rectificare.

Unele procese tehnologice, cuprind şi operaţia de roluire a tijei în vederea obţinerii unei

34

suprafeţe de înaltă calitate.Cînd supapele sînt prevăzute cu acoperiri din materiale dure pe capul tijei şi pe suprafaţa

conică, în procesul tehnologic sunt cuprinse şi operaţiile de aplicare a acestor materiale.

Cap.3. Întocmirea itinerariului tehnologic

Procesul de fabricare al supapei se poate observa in tabelul de mai jos

NrCrt OPERAŢIE FAZA MASINA

UNEALTĂ

SCULE DISPOZITIVE VERIFICATOARE

1 Debitare Strunjirefrontala SN 320 ---

2 Matriţare --- Matriţa ---

35

3Strunjirea

capului tijei

-Strunjirea frontala-Strunjirea cilindrică exterioară- Strunjire faţetă-CTC

STRUNGSN320

- Cuţit frontal

- Cuţit frontal

- Cuţit frontal

- Şubler

4Strunjire tijă

-Centruire- Strunjire exterioară- Strunjire de degajare- Preretezare-Retezare-CTC

STRUNG SN 320

-Burghiere centruire

-Cuţit lateral

-Cuţitpentru canelat

5Tratament tehnic

-Calire CIF la

810-840-Revenire la540-640

-DiscabrayivE400C–500X100X305

6Rectificare

desemifinisarea tijei

-Rectificare-Maşină de rectificat centre tipWMWSASL125

-Disc abrazivE400C-500X100X305-Calibru micrometru

7 Rectificare de semifinisar a faţetei

-Rectificare-CTC

-Maşină de rectificat tipCEZ 312mm

-Discabraziv E 400C-500X100X305-Calibru raportor

Rectificarea capetelortijei

-Rectificare-CTC

Maşină bilaterală automată de rectificat

-Discabraziv E 400C-500X100X305-Calibru micrometru

Succesiunea principalelor operaţii de prelucrare a supapelor pe linie tehnologică automatăCaracterul de masă a producţiei supapelor, precum şi geometria lor, permit automatizarea

procesului tehnologic de fabricaţie. În figura 2.7 şi tabelul 1 se arată organizarea fluxului tehnologic pentru prelucrarea automată a supapelor motorului automobilului „Moskvici 412" cu o productivitate de 2,8 milioane bucăţi anual. Pe această instalaţie există posibilitatea prelucrării supapelor cu diametrul talerului supapei de 22,5...60 mm, diametrul tijei 5...15 mm, lungimea supapei 92...200 mm şi unghiul fatetei de 90... 120°.

36

Fig. 3.1 Schema unei linii automate pentru prelucrarea supapelor

Succesiunea operaţiilor de prelucrare a supapei pe linie automată :

Tabelul 3.1Nr.

op.Denumirea operaţiei Maşina-unealtă

1 Depozitare pentru orientare Buncăr

2 Transportul pieselor Transportor

3 Rectificarea de degroşare a tijei Maşină automată de rectiticat

37

4 Control automat

5 Rectificarea de degroşare a capetelor

Maşină bilaterală automată de rectificat

6 Rectificarea de semifinisare a tijei Maşină automată de rectificat fără centre

7 Depozitare Buncăr

8 Strunjirea faţetei Strung automat 9 Strunjirea zonei de racordare Strung automat

10 Profilarea capătului tijei Strung automat

11 Roluirea tijei Maşină de roluit

12 Călirea capătului tijei Instalaţie pentru călire prin curenţi

de inducţie

13 Rectificarea tijei Maşină de rectificat fără centre

14 Rectificarea de degroşare a faţetei Maşină de rectificat

15 Rectiticarea de finisare a capetelorsupapei

Maşină bilaterală automată derectificat

16 Strunjirea de finisare a capuluisupapei

Strung automat

17 Rectificarea de finisare a tijei Maşină de rectificat fără centre

18 Roluirea tijei Maşină de roluit

19 Rectificarea faţetei Maşină automată de rectificat

20 Controlul automat al principalelor

dimensiuni —

21 Control vizual —22 Protecţie anticorozivă —

23 Ambalare —

Prelucrarea supapei numai prin rectificareFaţă de metoda prezentată anterior apar deosebiri în ceea ce priveşte degroşarea profilului

supapei. Deoarece semifabricatul este foarte precis numărul de operaţii este mult mai mic ceea ce constituie principalul avantaj al acestei tehnologii. Operaţiile de prelucrare se execută pe maşini de reclificat plan, maşini de rectificat fără centre sau maşini speciale. Orientativ succesiunea principalelor operaţii pentru prelucrarea supapei numai prin rectificare este exemplificată în tabelul 3.2.

Exemplu de proces tehnologic pentru prelucrarea supapei numai prin rectificare

38

Tabelul 3.2Nr.

op.Denumirea operaţiei Maşina-unealta

1 Retezare Maşină de retezat

2 Rectiticarea suprafeiei frontale a tijei Maşină de rectificut plan

supapei

3 Rectificarea de degroşare 1 a tijei supapei Maşină de rectificat fără centre

4 Rectificarea suprateţei frontale a capuiui Maşină de rectificat

supapei5 Rectificarea suprafeţei cilindrice a capului Maşină de rectificat exterior

supapei automată

6 Rectificarea canalelor pentru siguranţe Maşină de rectificat specială

7 Călire prin curenţi de inducţie şi revenire Instalaţia pentru tratament termic

8 Rectificarea de degroşare 2 a tijei supapei Maşină de rectificat fără centre

9 Rectificarea de semifinisare a tijei supapei Maşină de rectificat fără centre

10 Rectificarea de finisare a suprafeţei Maşină de rectificat planfrontale a tijei

11 Rectificarea suprafeţei conice Maşină specială de rectificat conic

12 Rectificarea de finisare a tijei supapei Maşină de rectificat fără centre

13 Spălare Instalaţie de spălat

14 Control final Aparatură de control

15 Conservare - ambalare Instalaţie de spălat şi conservat

Cap. 4 Determinarea regimurilor optime de lucru si a normelor tehnice de timp

4.1. Determinarea regimurilor optime de aschiere

Metoda clasica de stabilire a regimurilor de aschiere consta in determinarea, mai intai, a durabilitatii sculei aschietoare si in functie de aceasta si de conditiile de prelucrare se stabilesc parametrii regimului de aschiere.

Parametrii regimului de aschiere sunt:adancimea de aschiere t [mm]: este grosimea stratului indepartat prin aschiere de pe

39

suprafata piesei la o singura trecere;se stabileste in functie de adaosul de prelucrare determinat pentru operatia data. Marimea adancimii de aschiere trebuie astfel stabilita incat sa se asigure folosirea rationala a sculei, a puterii masinii-unelte, tinzandu-se pe cat posibil la reducerea numarului de treceri la minimum.

avansul s [mm/min]:este marimea depalsarii sculei in raport cu piesa, efectuata intr-un interval de timp, in cursul miscarii secundare; se stabileste in functie de natura prelucrarii si de adancimea de aschiere stabilita anterior.

viteza de aschiere v [m/min]: viteza relative a taisului sculei in raport cu suprafata de prelucrat; se stabilete in functie de :materialul semifabricatului, materialul partii active a sculei, adancimea si avansul de aschiere stabilite anterior, durabilitatea sculei aschietoare etc. ,pentru cresterea operativitatii, vitezele de aschiere se aleg din tabele.

Regimurile de aschiere corespunzatoarea tuturor operatiilor sun prezentate in tabelul demai jos:

Tabel 4.1.1. Regimuri de aschiere

Nr.operatiei

Denumirea operatiei t sv

[n]na Observatii

1Strunjire de degrosare a

suprafetei interioare2

0.12…0.16

2638

0

Cu cutite din otel rapid sau armate cu placute dure pe stunguri normale

2Executarea tesiturilor la

cele doua capete ale alezajului

3 0.15 2748

0Cu cutit Rp 3, fara

racire

3Strunjirea de degrosare

a controlului exterior2 0.1 29

350

Cu cutit Rp 3, fara racire

4Strunjire de semifinisare

a conturului exterior0.5 0.33 67

280

Cu cutit din otel rapid

5Alezarea in mai multe

treceri a suprafetei interioare

1.5 0.125 3617

0Cu cutit Rp3, fara

racire

6Prelucrarea de finisare a

suprafetelor exteriore0.5 0.98 28

210  

7Prelucrarea definitiva a

alezajului in doua treceri0.4 1.7 7

37.5  

4.2. Determinarea normelor tehnice de timp

Norma tehnica de timp reprezinta timpul necesar pentru executarea unei operatii tehnologice in anumite conditii de productie tehnico-organizatorice dintre cele mai favorabile. Se stabileste in functie de posibilitatile de exploatare ale utilajului, S.D.V.-urilor, in conditiile apilcarii metodelor de lucru modern, tinand seama si de gradul de calificare al muncitorilor.

40

Avand in vedere faptul ca normele de timp stabilite vor fi utilizate in elaborarea capitolelor urmatoare si la completarea planului de operatii, se recomanda prezentarea tabelara:

Tabelul 4.1.2Nr.operatiei

Denumirea operatiei tb ta tu tpi/nlot tn

1Strunjire de degrosare

a suprafetei interioare4.642857 2.234 2.234  1.212   1.23

2Executarea tesiturilor

la cele doua capete ale alezajului

4.8148 4.5654  3.444  4.567   3.24

3Strunjirea de

degrosare a controlului exterior

4.4827 5.678  3.467   1.2425  2.31

4Strunjire de

semifinisare a conturului exterior

1.9402 2.233  2.456   5.478  2.37

5Alezarea in mai multe

treceri a suprafetei interioare

3.6111 1.9070  5.6780  3.456  5.6

6Prelucrarea de finisare

a suprafetelor exteriore4.6428 3.4567 1.2356  2.345  4.78

7Prelucrarea definitiva

a alezajului in doua treceri

18.57 19.76  3.5626   7.898  4.58

Cap 5Calculul necesarului de forta de munca, utilaje, SDV-uri, materiale

5.1 Determinarea volumului anual de lucru

Se va determina:volumul de lucru anual normat pentru fiecare operatie :

V=N PP⋅tn

60 [ore] unde : -Npp – planul de productie ;

41

-tn -timpul normat pentru fiecare operatie.b)timpul total (anual) de lucru aferent sculei aschietoare :

V S=NPP⋅tb

60 [ore

unde : tB -timpul de baza pentru fiecare operatie de prelucrare mecanica;timpul total de lucru aferent dispozitivului :

V Dv=N PP⋅tDv

60 [ore] Rezultatele obtinute au sunt mentionate in Tab.13.calculele s-au facut pentru operatiile

la care au fost determinate timpii de baza.Tab. 13 Volumul anual de lucru pentru fiecare operatieNr.

crt.Denumirea operatiei V V S(V DV )

1 Operatia de strunjire 1347 11232 Operatia de frezare 947 8343 Operatia de gaurire 1254 11204 Operatia de

rectificare814 754

5.2 Calculul necesarului de forta de munca si utilaje

5.2.1 Fondul de timp anual al muncitorului

Fm=[ZC−(Zn+Z s+Zo ) ]⋅t s⋅K m

unde : Zc -numar zile calendaristice ; Zc =365Zs -numar zile nelucratoare ; Zs =104Zs -numar zile sarbatori legale ; Zs =6Zo -numar zile concediu odihna ; Zo = 20 t s -durata unui schimb ; t s = 8 hKm -coeficient ce tine seama de intarzieri ,absente , concedii fara plata;

Km = 0.94 – 0.97 ; alegem Km = 0.97.Rezulta :

Fm=[365−(104+6+20 )⋅8⋅0 .97=1823. 6 ore/an.

5.2.2 Fondul de timp anual al utilajului

Se determina cu relatia : Fm=[ZC−(Zn+Z s+Zr ) ]⋅t s⋅K n⋅ns

42

unde : Zr -numar zile reparatii;Zr=0 .05⋅Fm=0 .05⋅1815 .84=91. 18 ore=3 . 799 zile

consideram Zr=4 zile;Kn -coeficient de folosire al utilajului;Kn =0.8….0.9 ; alegem : Kn = 0.86;rezulta : Fm=[365−(104+4+6) ]⋅2⋅0 .86⋅8=3453. 76 ore/an.

5.2.3 Calculul necesarului de forte de munca la fiecare operatie

Necesarul de forta de munca pentru fiecare utilaj se stabileste cu relatia :

mi=V i

Fm (5.6) V i -volumul anual aferent muncitorilor ; se stabileste prin suma volumelor de lucru anuale

normate ale operatiilor ce pot fi executate de catre muncitori cu aceasi calificare;Tab. 14. Necesarul de forta de munca pe operatiiN

r.c

rt.

Calificare muncitorului

Volum de lucru Vi

Fond de timp Fm

mi

calculat

Operatii concentrate

mi

adop-tat

1 Strungar 4785

1823.6

2.62 Strunjire 32 Frezor 1476 0.81 Frezare 13 Operator

gaurire1276 0.7 Gaurire 1

4 Rectificator

859 0.47 Rectificare 1

5.2.4 Calculul necesarului de utilaje

Necesarul de utilaje se stabileste cu relatia :

ui=V i

Fn

Vi – timpul total de lucru aferent utilajului pentru acelasi tip de operatie obtinut prin suma timpilor Vi din tabelul 14.

Rezultatele obtinute sunt prezentate in Tab15.Tab.15 Necesarul de utilaje Nr

. crt.Denumire utilaj

Volum de lucrari Vi

Fond de timp Fn

ui calc.

Operatii concentrate ui adopt

43

1 Strung semiautomat

4785

3453.76

1.37

Strunjire 2

2 Masina de frezat

1476 0.47

Frezare 1

3 Masina de gaurit

1276 0.385

Gaurire 1

4 Masina de rectificat

859 0.27

Rectificare 1

5.3 Calculul necesarului de SDV-uri

5.3.1 Calculul necesarului de scule

Pentru fiecare operatie in parte calculul necesarului de scule se poate face cu relatia :

Ncs=tb

(r+1)⋅T⋅K y⋅N pp

unde : r – numar de reascutiri posibile ; r = M/h in care : - M – grosimea stratului de material ce poate fi indepartat prin reascutire;h – grosimea unui strat ce poate fi indepartat prin reascutire ; Valorile M , h si respectiv r sunt date in Tab16.Ky = (1.05…..1.1); Ky – coeficient ce tine seama de distrugerile accidentale ale sculei ; T – durabilitatea sculei ; Rezultatele obtinute prin aplicarea relatiei (5.8) sunt prezentate in Tab16.Tab. 16 Necesarul de scule Nr. oper. Denumire

sculaM

,m

m

h,

mm

r,

-

T,

min

tb

min

Ky,

-

Ncscalculat Adoptat

Strunjire Cutit cu placuta P30

5 0.5

10

120

10.7

1.06

52.25

53

Strunjire Cutit cu placuta P10

3 0.2

15

150

6.82

1.06

18.16

19

Strunjire Cutit cu placuta P30

5 0.5

10

120

8.38

1.06

40.58

41

Strunjire Cutit cu placuta P10

3 0.2

15

150

5.97

1.06

15.9 16

Strunjire Cutit cu placuta P30

5 0.5

10

120

7.87

1.06

38.11

39

Strunjire Cutit cu placuta P10

3 0.2

15

150

5.9

1.06

15.71

16

Frezare Freza melc m=5 D

2 0.2

10

360

4.4

1.07

7.17 8

Frezare Freza 1 0 1 3 3. 1. 5.95 6

44

melc m=5 F

.5 .15 0 60 65 07

Gaurire Burghiu B3

1.2

0.3

4 360

0.29

1.06

1.03 2

Rectificare

Piatra EN 25 MC

0.2

0.05

4 20

0.035

1.1

2.32 3

5.3.2 Calculul necesarului de dispozitive si verificatoare

Necesarul de dispozitive si verificatoare se determina cu relatia :

Ncv=N pp⋅nv

n j⋅i⋅k y

unde : nv -numar de masuratori efectuate la o piesa cu verificatorul respectiv i – marimea uzurii acceptate n j -durabilitatea dispozitivului (n j = 1500….2000 mas/1 μm ) Ky – coeficientul distrugerilor accidentale ; Ky = 1.01….1.1.

Rezultatele obtinute prin aplicarea relatiei (5.9) sunt date in Tabelul 17

Tab.17 Necesarul de dispozitive si verificatoareOperatii

concentrateDispozitiv

verificatornv

,-

n j ,(

mas /1 μm)

i,(

μm )

k y Ncv

Calc.

Adopt

Strunjire,control Surub 150 18

2000 100

1.02

0.55

1

Strunjire+control Calibru tampon 68

5 1600 10

1.07

2.01

3

Strunjire+control Calibru potcoava 95

3 1600 100

1.07

0.12

1

Strunjire+control Calibru tampon 87.2

3 1600 100

1.07

0.12

1

Strunjire+control Calibru potcoava 30.75

3 1600 100

1.07

0.12

1

Frezare Pinion etalon 5 1700 10

1.05

1.86

2

Control Calibru peste 4d 5 1600 10

1.07

2.01

3

Control Calibru tampon 3

3 1600 100

1.07

0.12

1

Control Evolventmetru

10

1700 10

1.05

3.72

4

45

Tratament termic Duritmetru rockwell

1 1600 - 1.04

- 1

Control final Creion electric

1 1500 - 1.06

- 1

5.4 Calculul necesarului de materiale

Materialul utilizat la fabricarea piesei este un otel aliat cu densitatea :

ρ=7 .85 g /cm3

Volumul semifabricatului,determinat in urma analizei desenului de executie al

semifabricatului este : Vsf = 534.776cm3.

Masa semifabricatului se determina cu relatia :msf =ρ⋅V sf

rezulta : msf =7 .85⋅534 .776=4 .19 Kg

. Volumul piesei finite , calculat in urma analizei desenului de executie al piesei, este

Vpf = 401.082cm3

Masa piesei finite se calculeaza cu relatia :msf =ρ⋅V pf

rezulta : mpf =7 .85⋅401 . 082=3 .15 Kg.

Din diferenta celor doua mase calculate (msf ,mpf ) rezulta cantitatea de material recuperabil :

mr=m sf−mpf

rezulta :mr=4 .19−3 .15=1 .04 Kg

.

Cap. 6Calculul costului de fabricatie al piesei

46

6.1 Structura generala a costului de fabricatie

Pentru aprecierea eficientei unui process tehnologic,comparative cu cele similare existente sau pentru adoptarea unei variante economice de process tehnologic,in cazul elaborarii,in paralel,a mai multr variante compatibile din punct de vedere tehnic cu cerintele impuse piesei se determina costul piesei sau al lotuui de piese.

Costul de fabricatie unitar ,Cu se obtine prin insumarea:

Cu=Cmat+Cifu+Cman+Rs+Ri; [lei/piesa]

Unde: Cmat-cheltuieli cu materialedirecte si materii prime; Cifu-cheltuieli cu intretinerea si functionarea utilajului; Cman-cheltuieli cu manopera directa;Rs –regia de sectie;Ri -regia de intreprindere.

6.2 Cheltuieli directe

6.2.1 Cheltuieli cu materii prime si materiale directe In functie de tipul semifabricatului utilizat (material,complexitate,precizie) se stabileste

costul semifabricatului,raportat la unitatea de masa Ksf. Costul materialului se stabileste cu relatia :

cmat=msf⋅K sf−mdr⋅Kdr

unde : Kdr –costul unitar al deseurilor; msf-masa semifabricatului; mdr-masa deseurilor recuperabile.6.2.2 Cheltuieli cu manopera directa

Costul manoperei se stabileste cu relatia :

Cman=∑ r i⋅tni

60(1+Cas

100+ as

100 )

unde : ri - retributia oraratni - norma de timp Cas – cota de asigurari sociale (Cas = 5%) as – ajutor somaj ( as = 4% )

6.3 Cheltuieli indirecte

a ) Regia de fabricatie (ce reprezinta cheltuielile aferente consumului de energie, gaze, agenti termici, aer comprimat, SDV-uri standardizate, alte materiale tehnologice ) se determina cu relatia :

RS=(100 .. . .350 )%Cman

47

Consideram : RS=125 %⋅Cman

b ) Cheltuielile cu amortizarea si exploatarea utilajelor se calculeaza cu relatia :

Caeu=∑i=1

n

Ai(1+ir

100⋅Cni⋅t ni

)

unde : Ai – cota de amortizare raportata la 1 min. de utilizare a utilajului la o durata de amortizare de 12h

ir - cota pentru intretinere, reparatii etc ir = (30 … 40 ) % Cni – costul utilajului;tni−norma de timp.

c ) Regia generala a intreprinderilor se determina cu relatia :

Ri=(6 . .. . 12)%(Cmat+Cman+Rs+Caeu)

6.4 Calculul costului piesei

a ) Pretul de productie se determina cu relatia :

Pp=C p 1(1+ b100

)

b ) Pretul de livrare se determina cu relatia :

PL=Pp (1+TVA100

)

unde : TVA – taxa pe valoare adaugata.

c ) Pretul de vanzare cu amanuntul se calculeaza cu relatia :

PA=PL(1+ac

100)

unde : ac− adaos comercial

Bibliografie

48

1. B.Grinwald, Teoria caonstructia si calculul motoarelor pentru autovehicule rutiere, Bucuresti, Editura didactica si pedagogica, 1969

2. I.Serban,M.Poenaru, Motoare cu combustie interna, Bucuresti, Editura didactica si pedagogica, 1985

3. A.Brebenel,C.Mondiru, Autoturismul Dacia 1300, Bucuresti, Editura tehnica,19754. D.Maricas, D. Abaitancei Fabricarea si repararea autovehiculelor rutiere Bucuresti,

Editura didactica si pedagogica 19825. S.Leonard, P.Attila Tehnologia materialelor, Bucuresti, Editura didactica si pedagogica,

19806. I,Vladescu, Tehnologia metalelor, Bucuresti, Editura tehnica 19797. P.Dodoc Stunjirea de inalta precizie, Bucuresti, Editura tehnica, 19708. A.Vlase, A.Sturzu Regimuri de aschiere adaosuri de prelucrare si norme tehnice de

timp, Bucuresti, Editura tehnica, 19839. D.Hollanda, M.Mehedinteanu, Aschiere si scule aschietoare, Bucuresti, Editura

didactica si pedagogica,198210. C.Picos, Calculul adaosurilor de prelucrare si al regimurilor de aschiere,Bucuresti,

Editura tehnica ,197411. S.Ivancenco ´Órgane de masini´´ 2007-2008

49