Capitolul 3. Elaborarea procesului tehnologic de prelucrare mecanica si control a piesei 3.1 Analiza proceselor tehnologice similar existente La elaborarea unei noi tehnologii de fabricație se pornește de la analiza tehnologiilor existente, aplicate pentru piesa respectivă sau pentru piese din aceeași grupă. Pentru arborii canelați, prevăzuți cu danturi din oțeluri de cementare, literatura de specialitate prevede 3 tipuri distincte de tehnologii de fabricație prezentate în mod schematic în tabelul 3.1. In principiu, la prelucrarea pieselor de tip arbore cotit se parcurg urmatoarele etape : - Operatii pregatitoare; - Prelucrari de degrosare, prefinisare, finisare; - Prelucrare canal de pana; - Preucrarea fusurilor; - Tratament termic; - Rectificare; - Control final. Tab 3.1 Principalele tehnologii de fabricație ale arborilor cotiti Nr. tehnolo giei Nr. operaț iei Operații Mașini unelte și utilaje S.D.V.- uri Obs 1 1 Strunjire degroșare Strung copier Șubler 2 Strunjire finisare Strung copier Șubler 4 Tratament termic Cuptor 4 Rectificare degroșare RU350 Șubler R a =1, 6 2 1 Strunjire degroșare Strung copier Șubler 2 Strunjire finisare Strung copier Șubler 3 Tratament termic Cuptor 18
Transcript
Capitolul 3. Elaborarea procesului tehnologic de prelucrare mecanica si control a piesei
3.1 Analiza proceselor tehnologice similar existenteLa elaborarea unei noi tehnologii de fabricație se pornește de la analiza
tehnologiilor existente, aplicate pentru piesa respectivă sau pentru piese din aceeași grupă. Pentru arborii canelați, prevăzuți cu danturi din oțeluri de cementare, literatura de specialitate prevede 3 tipuri distincte de tehnologii de fabricație prezentate în mod schematic în tabelul 3.1.
In principiu, la prelucrarea pieselor de tip arbore cotit se parcurg urmatoarele etape :- Operatii pregatitoare;- Prelucrari de degrosare, prefinisare, finisare;- Prelucrare canal de pana;- Preucrarea fusurilor;- Tratament termic;- Rectificare;- Control final.
Tab 3.1 Principalele tehnologii de fabricație ale arborilor cotitiNr.
tehnologieiNr.
operației Operații Mașini unelte și utilaje S.D.V.-uri Obs
-micrometru-calibru tampon-dispozitiv pentru masurat bataia-șubler 800/1-șubler 300/1-calibre filetate
21 Conservare - Ambalare Baie parafină -parafină
3.2 Alegerea utilajelor tehnologiceAlegerea utilajelor și mașinilor-unealtă s-a făcut în funcție de tipul prelucrării,
dimensiunea de gabarit a piesei și de tipul producției ți de gradul de încărcare a utilajului.Prelurarea manetoanelor presupune generarea unor suprafete de revolutie excentrice in raport cu fusurile paliere. Complexitatea cat mai ales rigiditatea scazuta a piesei elimina de la inceput schema generala folosita la strunjirea clasica, prin aducerea axelor manetoanelor pe directia arborilor principali ai masinilor unelte. Aceasta solutie este folosita numai in cazul arborilor cotiti de dimensiuni mari, caz in care miscarea principal de avans este realizata de cutitele de strunjit, arborele cotit ramanand fix in timpul prelucrarii.
19
Sinterizand cele spuse mai sus, structura masinilor de prelucrat arbori cotiti, vor urmari schema de clasificare din figura 3.1. Suprafetele ce trebuie prelucrate pe aceste masini sunt suprafetele excentrice ale manetoanelor si suprafetele laterale ale bratelor acestora.
Fig. 3.1 Schema generala de prelucrare a suprafetelor manetoanelor pe masini unelte
Procesul de strunjire a suprafetei cilindrice a manetonului se desfasoara in timp ce ansamblul piesa-scula executa o deplasare circular, plan paralela intr-un plan perpendicular pe axa de rotatie a arborelui cotit. Aceasta impune o constructive speciala a saniei portcutit 1, sanie ce executa miscarea plan paralela cu ajutorul a doi arbori sablon 2 si 3 (fig. 3.2 b). Pentru a asigura pozitia reciproca maneton-scula se folosesc rolele presoare 4. Voteza de aschiere impusa procesului determina o anumita turatie n pentru arborele cotit si pentru cei doi arbori sablon.Valorile maxime și minime ale vitezei de aschiere, in functie de diametrul manetonului sunt:
vaf max=2⋅π⋅na⋅(e+ d
2 )1000 (3.1)
vaf max=2⋅π⋅na⋅(e−d
2 )1000 (3.2)
unde: d – diametrul manetonului;e – distanta (excentricitatea) dintre axa manetonului si cea a arborelui
20
Fig. 3.2 Schema de prelucrare a suprafetelor manetoanelor
Fig. 3.3. Schema cinematica a masinii unelte de prelucrare a manetoanelor
Strungurile cu cutite rotative pentru prelucrarea arborilor cotiti de dimensiuni mari sunt caracterizate prin pozitia fixa a arborelui cotit, prelucrarea prin strunjire fiind realizata printr-un cap port cutite ce executa o mişcare de rotatie, caruia I se imprina si miscarea de avans pe directie transversal si longitudinala (fig. 3.4).Un platou 1, pe care sunt montate saniile portcutite 2 si cutitele 3, exuta miscarea principal de
aschiere na . Miscarea de avans radial cu viteza ωr este realizata prin deplasarea saniilor portcutite. Arborele este orientat si fixat cu ajutorul suporturilor 4 ce permit aducerea axei manetonului sau a fusului palier pe directia ce rotatie a platoului portcutite.
21
Fig. 3.4 Strung cu cutite rotative
Fig. 3.5 Lantul cinematic pentru obtinerea miscarii principale
22
Fig. 3.5 Masini de rectificat arbori cotiti
În scopul eliminarii deformatiilor la incovoiere s-au construit masini la care arborele este fixat in pozitie verticala (fig. 3.6)
Fig. 3.6 Masina de rectificat veritcala a arborilor cotiti
23
Fusurile manetoane sunt de asemenea strunjite simultan pe maşini speciale, fig.de mai sus, la care fiecare cuţit 2 este montat pe câte oi sanie portcuţit independentă 3. Aceste sănii sunt susţinute de doi arbori cotiţi etalon 4 şi 5, care, rotindu-se cu aceeaşi turaţie n ca şi piesa 1, dau săniilor o translaţie cu traiectorie circulară, de rază egală cu excentricitatea arborilor cotiţi (etalon sau de prelucrat). În acest fel cuţitele urmăresc fusurile manetoane, fig de mai sus, b, şi prelucrează toate suprafeţele concentrice cu acestea, precum şi suprafeţele frontale adiacente.
Frezarea fusurilor arborilor cotiţi se execută pe maşini speciale, folosind freze cilindrice cu dinţi exteriori sau interiori. Pentru exemplificare în fig. 1.8, se prezintă schema de principiu a unei maşini care frezează prin copiere atât fusurile paliere şi manetoane cât şi braţele ovale ale arborelui.
Scula utilizată este o freză cilindrică 2 cu dinţi amovibili, din carburi metalice, având diametrul de (800 ……… 1400) mm, adecvat dimensiunilor arborelui cotit.
Semifabricatul se roteşte cu turaţia sp (mişcare de avans), iar freza se roteşte cu turaţia ns (mişcare principală de aşchiere) şi execută avansul de copiere sc, corelat cu rotaţia sp a piesei. Mişcarea de copiere se obţine cu ajutorului unui sistem mecano – hidraulic, compus din rola schimbabilă 8, având diametrul şi excentricitatea corespunzătoare fusului prelucrat, şi sectorul circular schimbabil 7, având raza corespunzătoare frezei.
24
Fig 3.7 Modul de prindere intre varfuri pentru prelucrarea fusurilor manetoane
Fig 3.8 Frezarea arborilor cotiti
3.6 Adoptarea schemei de bazare și fixare a piesei și a dispozitivelor ce asigură realizarea acesteia Vezi tabelul 3.3
25
26
18
Capitolul 4. Determinarea regimurilor optime de așchiere
4.1. Noţiuni generaleDupă ce s-a stabilit procesul tehnologic de prelucrare mecanică prin aşchiere, se
calculează adaosurile de prelucrare minime pentru toate operaţiile (fazele) de prelucrare a fiecărei suprafeţe. Pentru determinarea adaosului minim la prima operaţie (fază) de prelucrare a suprafeţei considerate, mărimile Rz, S, ρ, care intră în relaţia de calcul, sunt cele corespunzătoare semifabricatului matriţat brut, iar eroarea de instalare se determină pe baza indicaţiilor de la precizia prelucrării mecanice. La stabilirea procesului tehnologic de prelucrare mecanică se va avea în vedere că nu se execută la matriţare găurile cu axe in plane neparalele cu direcţia de matriţare.
Adaosurile de prelucrare totale calculate şi dimensiunile calculate ale semifabricatelor nu includ adaosurile tehnologice necesare pentru simplificarea formei semifabricatului matriţat, pentru fixarea semifabricatelor la tratament termic sau adaosurile pentru probe şi epruvete de încercări mecanice. Adaosurile tehnologice menţionate mai sus se stabilesc în mod suplimentar faţă de adaosurile de prelucrare calculate analitic şi anume, la întocmirea desenului semifabricatului matriţat.
La suprafeţele matriţate care se prelucrează ulterior prin aşchiere, înclinaţiile de matriţare şi celelalte adaosuri tehnologice se aplică la dimensiunile nominale calculate ale acestui semifabricat.
4.2 Calculul adaosurilor de prelucrare pentru fusul palier Φ60 X 43 mm
a) Calculul adaosului pentru rectificarea de finisare
La operaţia de finisare, se lucrează cu pietre moi (liant organic) cu granulaţie mică (60...80). La rectificarea rotundă exterioara se realizează precizia de prelucrare în clasa 6...7 de precizie, şi o rugozitate de 1,6 ...0,8 µm .
Operaţia precedentă este rectificarea de degroşare cu următorii parametri:R zi−1=1,6 µm – rugozitatea este dată în tabele 2.14 [1];Si−1=0 – factorul de complexitate a formei piesei(se exclude după tratamentul
termic)K= 0,025 – coeficient de micşorare a abaterilor spaţiale dat în tabelul 4.8 [1];Δc= 1,6 µm/mm - curbarea specifică dată în tabelul 5.10 [1];lc=58 mm – lungimea fusului;ρc=2⋅Δc⋅lc= 185µm – curbarea axei, relaţia 5.15[1];ρm= 1,7mm – deplasarea matriţelor în planul de separaţie dată în tabelul 5.9[1];
ρ=√ ρc2+ρm
2 = 1710µm – abaterea spaţială totală , relaţia 5.8[1];ρi−1=K⋅ρ= 43 µm – abaterea spaţială remanentă, relaţia 4.10 [1];ε i= 0 - eroarea de fixare la prelucrarea între vârfuri.
19
Se poate calcula adaosul de prelucrare intermediar minim pentru rectificarea de finisare cu relaţia din tabelul 3.1 [1].
2 A pi min=2 (Rzi−1+S i−1)+2⋅√ ρi−12 +εi
2= 89 µm
Toleranţa pieseiT i−1 este dată în tabelul 2.15 [1] şi se alege T i−1 = 35 µm.Deci adaosul nominal pentru rectificarea de finisare se calculează cu relaţia din
tabelul3.3 [1]: 2 A inom=2 A pi min+T i−1=124 µmDiametrul maxim înainte de rectificarea de finisare se calculează cu relaţia din
tabelul3.3 [1]: d i−1 max=di max+2 A p min=60,99 mm
Se rotunjeşte:d i−1 max=d i−1 nom=60,99 mm
Rezultă diametrul minim d i−1 min=dinom−T i−1=60,865 mm.
Deci operaţia de rectificare de degroşare se va realiza la cota: Φ60 , 99−0 .0350 mm
b) Calculul adaosului pentru rectificarea de degroşare
La operaţia de degroşare se folosesc pietre abrazive dure (liant ceramic) cu granulaţie mare (24...36). Prelucrarea arborilor prin rectificare este o operaţie de finisare care poate fi finală sau premergătoare pentru unele operaţii de prelucrare fină.
Operaţia precedentă este strunjirea de finisare cu următorii parametri:R zi−1=3,2 µm – rugozitatea este dată în tabele 2.14 [1];Si−1=0 – factorul de complexitate a formei piesei(se exclude după tratamentul
termic)K= 0,03 – coeficient de micşorare a abaterilor spaţiale dat în tabelul 4.8 [1];Δc= 1,6 µm/mm - curbarea specifică dată în tabelul 5.10 [1];lc=58 mm – lungimea fusului;ρc=2⋅Δc⋅lc= 185µm – curbarea axei, relaţia 5.15[1];ρm= 1,7mm – deplasarea matriţelor în planul de separaţie dată în tabelul 5.9[1];
ρ=√ ρc2+ρm
2 = 1710m – abaterea spaţială totală , relaţia 5.8[1];ρi−1=K⋅ρ=53 µm – abaterea spaţială remanentă ,relaţia 4.10 [1];ε i= 0 - eroarea de fixare la prelucrarea între vârfuri.Se poate calcula adaosul de prelucrare intermediar minim pentru rectificarea de
finisare cu relaţia din tabelul 3.1 [1].
2 A pi min=2 (Rzi−1+S i−1)+2⋅√ ρi−12 +εi
2= 109 µm
Toleranţa piesei T i−1 este dată în tabelul 2.15 [1] şi se alege T i−1=54.Deci adaosul nominal pentru rectificarea de finisare se calculează cu relaţia din
tabelul3.3 [1]: 2 A inom=2 A pi min+T i−1=163µm
20
Diametrul maxim înainte de rectificarea de finisare se calculează cu relaţia din
tabelul3.3 [1]: d i−1 max=di max+2 A p min=60.11mm
Se rotunjeşte:d i−1 max=d i−1 nom=60,11 mm
Rezultă diametrul minim d i−1 min=dinom−T i−1=60,046 mm.
Deci operaţia de strunjirea de finisare se va realiza la cota: Φ60 , 11−0 . 0540 mm
c) Calculul adaosului pentru strunjirea de finisare
În general strunjirea de finisare se realizează în două treceri: una de prefinisare şi una de finisare care să asigure precizia dimensională, de formă şi rugozitatea finală. Strunjirea de finisare se poate executa pe aceiaşi maşină pe care s-a executat degroşarea, însă pentru a asigura o calitate superioară a prelucrării se recomandă ca finisarea să se execute pe maşini unelte cu precizie mai ridicată.
Operaţia precedentă este strunjirea de degroşare cu următorii parametri:R zi−1=12,5 µm – rugozitatea este dată în tabele 2.14 [1];Si−1=0 – factorul de complexitate a formei piesei(se exclude după tratamentul
termic)K= 0,06 – coeficient de micşorare a abaterilor spaţiale dat în tabelul 4.8 [1];Δc= 1.6 µm/mm - curbarea specifică dată în tabelul 5.10 [1];lc=58 mm – lungimea fusului;ρc=2⋅Δc⋅lc= 178 µm – curbarea axei din relaţia 5.15[1];ρm= 1,7mm – deplasarea matriţelor în planul de separaţie dată în tabelul 5.9[1];
ρ=√ ρc2+ρm
2 = 1710µm – abaterea spaţială totală , relaţia 5.8[1];ρi−1=K⋅ρ=102 µm – abaterea spaţială remanentă , relaţia 4.10 [1];ε i= 0 - eroarea de fixare la prelucrarea între vârfuri.Se poate calcula adaosul de prelucrare intermediar minim pentru rectificarea de
finisare cu relaţia din tabelul 3.1 [1].
2 A pi min=2 (Rzi−1+S i−1)+2⋅√ ρi−12 +εi
2= 230 µm
Toleranţa pieseiT i−1 este dată în tabelul 2.15 [1] şi se alege T i−1=140µm.Deci adaosul nominal pentru rectificarea de finisare se calculează cu relaţia din
tabelul3.3 [1]: 2 A inom=2 A pi min+T i−1=370 µmDiametrul maxim înainte de rectificarea de finisare se calculează cu relaţia din
tabelul3.3 [1]: d i−1 max=di max+2 A p min=60,34 mm
Se rotunjeşte:d i−1 max=d i−1 nom=60,34 mm
Rezultă diametrul minim d i−1 min=dinom−T i−1=60,386 mm.
Deci operaţia de strunjirea de degroşare se va realiza la cota: Φ60 , 34−0.0540 mm
21
d) Calculul adaosului pentru strunjirea de degroşare
Se poate executa cu unul sau mai multe cuţite în funcţie de lungimea arborelui şi adâncimea de aşchiere, prin împărţirea adaosului de prelucrare în lungime sau adâncime dintr-o trecere sau mai multe. Strunjirea de degroşare se face cu regimuri intensive deoarece în această operaţie se îndepărtează cea mai mare parte a adaosului de prelucrare.
Duma operaţia de matriţare la cald semifabricatul rezultă cu următorii parametrii:R zi−1=250 µm – rugozitatea este după operaţia de matriţare 5.8 [1];Si−1=300 – factorul de complexitate a formei piesei din tabelul 5.8 [1];K= 1 – coeficient de micşorare a abaterilor spaţiale dat în tabelul 4.8 [1];Δc= 1,6 µm/mm - curbarea specifică dată în tabelul 5.10 [1];lc=58 mm – lungimea fusului;ρc=2⋅Δc⋅lc= 186µm – curbarea axei, relaţia 5.15[1];ρm= 1,7mm – deplasarea matriţelor în planul de separaţie dată în tabelul 5.9[1];
ρ=√ ρc2+ρm
2 = 1710µm – abaterea spaţială totală, relaţia 5.8[1];ρi−1=K⋅ρ=1710 µm – abaterea spaţială remanentă, relaţia 4.10 [1];ε i= 0 - eroarea de fixare la prelucrarea între vârfuri.Se poate calcula adaosul de prelucrare intermediar minim pentru rectificarea de
finisare cu relaţia din tabelul 3.1 [1].
2 A pi min=2 (Rzi−1+S i−1)+2⋅√ ρi−12 +εi
2= 4520 µm
Toleranţa operaţiei precedente T i−1 este dată în tabelul 2.15 [1] şi se alege T i−1
=2500µm.Deci adaosul nominal pentru rectificarea de finisare se calculează cu relaţia din
tabelul3.3 [1]: 2 A inom=2 A pi min+T i−1=7020µmDiametrul maxim înainte de rectificarea de finisare se calculează cu relaţia din
tabelul3.3 [1]: d i−1 max=di max+2 A p min=60,86 mm
Se rotunjeşte:d i−1 max=d i−1 nom=60,86 mm
Rezultă diametrul minim d i−1 min=dinom−T i−1=60,46 mm.
Deci matriţarea semifabricatului se va realiza la dimensiunea: Φ60 , 86−2.50 mm
4.3 Elementele componente ale regimului de aşchiere
Aceste elemente sânt: adâncimea de aşchiere t care este definită ca mărimea tăişului principal aflat în contact cu
piesa de prelucrat, măsurată perpendicular pe planul de lucru; viteza de aşchiere v care este definită ca viteza la un moment dat, în direcţia mişcării de
aşchiere, a unui punct de aşchiere considerat pe tăişul sculei;22
avansul s care este determinat de obicei în mm la o rotaţie a piesei sau sculei.
Avem de prelucrat fusurile paliere şi manetoane de la un arbore cotit. Întrucât prelucrarea se face simultan dintr-o singura mişcare pentru toate fusurile paliere şi respectiv fusurile manetoane tot dintr-o mişcare, se va face calculul doar pentru un fus palier şi un fus maneton.
Strunjirea de degroşare la cota Φ 52 X 28,6
4.3.1. Alegerea sculeiIndustria constructoare de maşini foloseşte în marea majoritate a lucrărilor de strunjire,
cuţite prevăzute cu plăcuţe din carburi metalice , excepţie făcând strunjirea unor profile sau a unor aliaje speciale.
Stabilirea limitelor de uzură trebuie să ţină seama de faptul că prin creşterea uzurii cuţitului se măreşte valoarea componentei radiale a forţei de aşchiere, care determină abaterile de formă ale suprafeţei de prelucrat. Din această cauză,la prelucrarea unor piese nerigide, când săgeata de încovoiere a piesei determină precizia de prelucrare, trebuie considerate valori ale uzurii cuţitului mai mici decât cele recomandate pentru strunjirea de degroşare.
Alegerea materialului părţii active a cuţitului, pentru realizarea unei prelucrări în condiţii date, se face în funcţie de natura şi proprietăţile fizico-mecanice ale materialului se-mifabricatului. Materialul părţii active poate fi oţel carbon pentru scule, oţel aliat pentru scule, oţel rapid, carburi metalice materiale mineralo-ceramice şi diamante industriale.
Aleg cuţit cu secţiunea dreptunghiulară din oţel rapid cu hxb de 25x16 şi durabilitatea T = 60 min. (tab.10.5[1]). Unghiurile de atac principal χ = 45oşi de atac secundar χ1 = 15o pentru strunjirea de degroşare şi χ1 = 10o pentru strunjirea de finisare(tab.10.6[1]).
4.3.2. Alegerea adâncimii de aşchiereÎn majoritatea cazurilor, adaosul pentru prelucrarea de degroşare se îndepărtează intr-o
singură trecere deoarece în construcţia modernă de maşini sânt adaosuri relativ mici.În cazul strunjirii de finisare se aplică aceeaşi recomandare, ţinându-se cont că după
prelucrarea de finisare suprafaţa trebuie să aibă o rugozitate egală cu cea indicată pe desenul de execuţie al piesei respective.
Pentru adaosuri simetrice, adâncimea de aşchiere se va calcula cu relaţia:
t=
2 A p
2=A p=7 .02 mm
în care Ap este adaosul de prelucrare.
4.3.3. Alegerea avansuluiÎn cazul lucrărilor de strunjire, valoarea avansului depinde de :
- rezistenţa corpului cuţitului;- rezistenţa plăcuţei din carburi metalice;- eforturile admise de mecanismele de avans ale maşinii-unelte;- momentul de torsiune admis de mecanismul mişcării principale a maşinii-unelte;- rigiditatea piesei de prelucrat, a maşinii-unelte şi a dispozitivelor;- precizia prescrisă piesei;- calitatea suprafeţei prelucrate.
23
Primii patru factori influenţează alegerea avansului în special la prelucrarea de degroşare, iar ultimii doi la prelucrarea de semifinisare şi finisare.
Rigiditatea piesei, a maşinii-unelte şi a dispozitivelor influenţează alegerea avansului atât în cazul strunjirii de degroşare, cât şi la cea de finisare.
Valoarea avansului pentru strunjirea de degroşare este dată în tabelele 10.7 [1], şi alegem s = 0,8 mm/rot.
Avansul pentru strunjirea de degroşare, ales din tabele, va trebui verificat.
a. Verificarea avansului din punct de vedere al rezistentei corpului cuţitului. În cadrul acestei verificări se va neglija acţiunea forţelor Fx şi Fy , luându-se în calcul numai
acţiunea forţei principale de aşchiere Fz.Pentru cuţitele cu corp de secţiune dreptunghiulară, din condiţia de rezistenţă la
încovoiere, se obţine relaţia:
F z=bh2 Rai
6 L[ N ]
În care Rai este efortul unitar admisibil la încovoiere al materialului din care este confecţionat corpul cuţitului, în N/mm2 ; b - lăţimea secţiunii cuţitului, în mm; h - înălţimea secţiunii cuţitului, în mm; L - lungimea în consolă a cuţitului, în mm. Se recomandă L = h.
Figura 4.1. Distanţa în consolă a cuţitului
Forţa principală de aşchiere se determină cu următoarea relaţie:F z=C4⋅t
x 1⋅sy1 ¿HB
n1[ N ]
în care: C4 = 35,7 este un coeficient în funcţie de materialul de prelucrat şi de materialul sculei aşchietoare (tabelul 10.15[1]); t - adâncimea de aşchiere, în mm ; s - avansul de aşchiere, în mm/rot; x1 = 1, y1 = 0,75, - exponenţii adâncimii şi avansului de aşchiere (tabelul 10.21[1]); HB = 175 - duritatea materialului de prelucrat; n1 = 0,35, - exponentul durităţii materialului de prelucrat (tabelul 10.22[1]).
Egalând părţile din dreapta ale relaţiilor de mai sus şi determinând s, se va obţine:
s=y1√ bh( h
L )Rai
6 C4 HBn1 tx1
[mm /rot . ]
în care h/L = 1 este raportul dintre înălţimea cuţitului şi lungimea în consolă a cuţitului.Dacă se adoptă pentru Rai valoarea Rai = 200 N/mm2 , relaţia precedentă devine:
24
s=y1√33 , 3bh( h
L )Rai
C4 HBn1 tx1
=0,833[ mm/rot .]b.
Verificarea avansului din punct de vedere al rigidităţii piesei. Această verificare se face numai pentru piese lungi L/D > 7.
În calcule se va ţine seama de săgeata de încovoiere a piesei sub acţiunea componentei radiale Fy şi a celei tangenţiale Fz a apăsării de aşchiere.
Componenta tangenţială Fz se determină cu formula (6.3), iar componenta radială Fy se va determină cu formula:
Fz=C5⋅tx2⋅s
y2 ¿ HBn2[ N ]
în care: C5 = 0,027 este un coeficient în funcţie de materialul de prelucrat şi de materialul sculei aşchietoare (tabelul 10.15[1]); t - adâncimea de aşchiere, în mm ; s - avansul de aşchiere, în mm/rot; x2 = 0,9, y2 = 0,75, - exponenţii adâncimii şi avansului de aşchiere (tabelul 10.21[1]); HB = 175 - duritatea materialului de prelucrat; n2 = 2,1, - exponentul durităţii materialului de prelucrat (tabelul 10.22[1]).
Rigiditatea piesei de prelucrat are o influenţă deosebită asupra alegerii avansului. Încovoierea piesei în direcţia rezultantei componentelor tangenţială şi radială a apăsării de aşchiere poate duce la vibraţii inadmisibile, iar încovoierea piesei în direcţia componentei radiale Fy, duce la abateri de formă geometrică a piesei .
În cazul strunjirii, săgeata maximă de încovoiere a piesei, pentru prinderea între vârfuri, se determină cu formula:
f = FL3
48 EI[ mm ]
În relaţiile de mai sus s-au făcut notaţiile: f - săgeata de încovoiere, în mm ; L - lungimea piesei care se prelucrează, în mm; E - modulul de elasticitate, în N/mm ; I -momentul de inerţie al secţiunii piesei, I = 0,05 D4 , mm4; D - diametrul piesei de prelucrat, în mm; F - forţa rezultantă, obţinută prin compunerea componentei tangenţiale şi radiale a apăsării la aşchiere (la strunjirea de degroşare) sau numai forţa radială de aşchiere (la strunjirea de finisare).
Avansul ales trebuie să respecte următoarele condiţii:- săgeata de încovoiere a piesei în direcţia componentei radiale a apăsării de aşchiere nu trebuie să
depăşească 0,25 din câmpul de toleranţă pentru prelucrarea piesei, la strunjirea de finisare;- săgeata de încovoiere a piesei în direcţia rezultantă componentelor Fz şi Fy ale apăsării de
aşchiere trebuie să fie, în funcţie de stabilitatea la vibraţii a sistemului şi de condiţiile tehnice pentru prelucrarea piesei, între limitele 0,2 -0,4 mm, în cazul strunjirii de degroşare şi semifinisare.
Verificarea avansului după săgeata de încovoiere în direcţia rezultantei componentelor Fz şi Fy ale apăsării de aşchiere se face în cazul strunjirilor de degroşare şi semifinisare.
Rezultanta se determină cu formula:
F=√ F z2+F y
2 [ N ]Introducând în expresia (6.7) valoarea forţei şi ţinând cont de recomandările de mai sus
referitoare la valoarea săgeţii, se obţine o ecuaţie, care se va rezolva în raport cu s:
s= y1√ 2 ,18 Ef adm D
C4 HBn1 t
x1 ( DL )
3
=1 ,033 [mm /rot . ]
25
4.3.4. Determinarea vitezei de aşchiere
În cazul strunjirii longitudinale, viteza de aşchiere poate fi exprimată cu relaţia:
v=Cv
T m t xv syv( HB200 )
n k1 k2 k3 k4 k5 k6 k7 k 8k 9 =38,63[ m /min ]
în care: Cv =60,8 este un coeficient care depinde de caracteristicile materialului care se prelucrează şi ale materialului sculei aşchietoare (tabelul 10.30[1]) ; T - durabilitatea sculei aşchietoare, în min. (tabelul 10.3[1]) ; m = 0,125 - exponentul durabilităţii (tabelul 10.29[1]) ; t - adâncimea de aşchiere, în mm ; s - avansul de aşchiere, în mm/rot; HB - duritatea materialului de prelucrat, în unităţi Brinell; xv =0,25, yv =0,66 - exponenţii adâncimii de aşchiere, avansului (tabelul 10.30[1]); n = 1,75 - exponentul durităţii materialului supus prelucrării; k1...k9 - diferiţi coeficienţi care ţin cont de condiţiile diferite de lucru în comparaţie cu cele considerate.
Prin coeficientul k1 se ţine seama de influenţa secţiunii transversale a cuţitului:
k1=( q20 x30 )
ξ=1. 296
în care: q = 25x16 = 400 mm2 este aria secţiunii transversale a cuţitului, ξ = 0,08 – coeficient în funcţie de materialul prelucrat.
Prin coeficientul k2 se ţine seama de influenţa unghiului de atac principal:
k 2=(45χ )
ρ
=1
unde: ρ = 0,6 – este un exponent în funcţie de natura materialului de prelucrat.Prin coeficientul k3 se ţine seama de influenţa unghiului tăişului secundar χ1:
k 3=( aχ1)
0 . 09=0 . 964
în care a = 10 pentru scule din oţel rapid. Prin coeficientul k4 se ţine seama de influenţa razei de racordare a vârfului cuţitului:
k 4=( r2 )
μ=0 .933
în care μ = 0,1 este un exponent în funcţie de tipul prelucrării şi de materialul de prelucrat pentru (prelucrarea de degroşare).
Coeficientul k5 = 1 (tab. 10.31[1]), ţine seama de influenţa materialului din care este confecţionată partea aşchietoare a sculei.
Prin coeficientul k6 = 1 (tab. 10.32[1]), se ţine seama de materialul de prelucrat.Prin coeficientul k7 = 1, se ţine seama de modul de obţinere a semifabricatelor.Prin coeficientul k8 = 1, se ţine seama de stratul superficial al semifabricatului.Prin coeficientul k9 = 1, se ţine seama de forma suprafeţei de degajare.
26
Capitolul 5 Calculul necesarului de forță de muncă, de utilaje, S.D.V-uri și materiale
5.1 Calculul necesarului de forță de muncă
Volumul anual de lucrări se determină cu relația:
V=N pp⋅t p
60[ore ]
unde: N pp -numărul de piese din plant p -norma de timp
Numărul de muncitori se calculează cu relația:
n= VFm
unde: Fm- fondul anual de timp al mucitoruluiFm=(Zc−Zd−Zs−Zc0)⋅t s⋅η[ ore ]
Zc=365 zile - număr de zile calendaristice;Zs=11 zile - număr de zile de sarbătoare;Zd=104 zile - număr de zile duminicale;Zc0=21 zile - număr de zile de concediu de odihnă;t s=8 ore - durata unui schimb;
27
η=0 , 95 -coeficient ce ține seama de utilizare:absențe, concediu fără plată;Fm=(Zc−Zd−Zs−Zc0)⋅t s⋅η=(365−104−11−21 )⋅8⋅0 , 95=1816 ore
5.2 Calculul necesarului de utilajeFondul anual de timp al utilajului este:Fn= (Zc−Zd−Zs)⋅nS⋅t S⋅γ [ore ]
nS=1 - număr schimburi;γ=0 ,94 -coeficient ce ține seama de pierderile de timp de lucru pentru reparații capitale ce se execută în timpul nominal de lucru al schimbului respectivFn= (365−104−11 )⋅1⋅8⋅0 ,94=1880 oreNumărul de utilaje necesare va fi:
nu=VFn
unde: V- volumul de lucru pentru un anumit tip de utilaje, pentru totalitatea operațiilor din procesul tehnologic executate pe utilajul respectiv pentru planul de producție
Rezultatele sunt centralizate în tabelul în tabelul 5.2.
Tabel 5.2 Necesarul de utilaje
Nr.
Crt
Denumire utilajVolumul anual de lucrări al op
Volumul anual de lucrări al utilajului
Nr util calculat
Nr. util ales
1Masină de frezat si
rectificat205,457 205,457 0,053 1
2 Strung copier tip
313,621
1272,728 0,328 1370,376
281,006
307,725
3 Strung
340,893
1625,231 0,419 1382,353
901,985
4 Mașină rectificat 1132,319 1132,319 0,292 1
5 Mașină frezat 3403,405 3729,557 0,961 1
31
326,152
6 Mașină gaurit188,873
499,362 0,129 1310,489
7 Mașină rectificat3066,197
3872,364 0,998 1806,167
5.3 Calculul necesarului de S.D.V- uri Calculul necesarului de SDV-uri se poate face analitic sau pe bază de statistici.La
producția de serie mare și de masă este de preferat să se facă analitic pentru a se putea face planul de aprovizionare și a se demara contractarea SDV-urilor necesare procesului de producție.
5.3.1 Calculul necesarului de sculeCalculul necesarului de scule depinde de durabilitatea sculei (T), detimpul tb, și de
volumul de producție Npp.Norma de consum anual de scule este:
Unde: r- nr.de reascuțiri posibile.
ky- un coeficient ce ține seama de distrugerile accidentale (1,05...1,1)
r=M/b.unde: M- mărimea stratului de material al sculei ce se poate îndepărta prin reascuțiri
h- grosimea de material ce se îndepărtează la o reascuțirePentru cuțiele strung r=6.3/7=9 reascuțiri.Cuțitele se ascut frontal și lateral unde uzura
este mai mare.Pentru freza cilindrică frontală r=13,5/1,5=9 reascuțiri.Frezele se ascut frontal datorită
uzurii intense prevăzute de așchierea fontei și a faptului că sunt confecționate din oțel rapid RpS.
Având în vedere consumul mare de scule așchietoare se poate lua decizia realizării unor ascuțiri și mai ales folosirea lichidelor de răcire și ungere, ceea ce poate duce la un consum de scule mult mai mic.
5.3.2 Calculul necesarului de dispozitive și verificatoare
Având în vedere că de fapt fiecare mașină-unealtă va fi echipată cu câte un dispozitiv de prelucrat, vom avea același număr de dispozitive ca și numărul de mașini unelte alese anterior.Astfel vom avea:• universal cu 3 fălci și acționare hidraulică- 7 bucăți• dispozitiv de centrare și divizare cu acționare gidraulică pentru frezat- 6 bucăți• dispozitiv de prindere și centrare cu acționare hidraulică pentru găurit și alezat- 3 bucăți
În cazul dispozitivelor de verificare și măsurare, se determină necesarul anual Ncv, ținând seama de durabilitatea suprafeței active și numărul total de măsurări.
unde:
nv-numărul de verificări efectuate la o piesă.nd- durabilitatea verificatoruluii- mărimea uzurii acceptabileky=1,05..1,1.
Tabel 5.5 Necesarul de dispozitive și verificatoare
Nr.operație
Dispozitivul nv nd iky
NppNcv
Calculat Adoptat
33
Strunjire Șubler 150 mm
180000
4
Frezare Șubler 150 mm 5
Găurire Șubler 150 mm 3
Alezare calibru 8T-NT 0,33 10025
1,05180000
3,19 4
CTC calibru 8T-NT 3 10025
1,05180000
2,9 3
Capitolul 6.Calculul costurilor de fabricatie
6.1. Structura generala a costului de fabricatie
Pentru aprecierea eficientei unui proces tehnologic , comparativ cu cele similare existente,sau pentru adoptarea unei variante economice de proces tehnologic,in cazul eleborarii , in paralel, a mai multor variante,comparabile din punct de vedere tehnic cu cerintele impuse piesei, se determina costul piesei sau al lotului de piese.La baza calculelor stau valorile determinate la capitolul V, privind consumurile de forta de munca,utilaje,S.D.V.-uri si materiale.
Structura generala a costului de fabricatie este data de relatia:
Unde: A – termen ce reprezinta cheltuielile directe;
B – termen ce reprezinta cheltuielile indirect.
34
6.2. Cheltuielile directe
6.2.1 Costul materialului
In functie de tipul semifabricatului utilizat se stabileste si costul semifabricatului , raportat la unitatea de masa kSF.[lei/kg]Costul materialului este dat de relatia:
Cmat=k SF⋅mSF−kdr⋅mdr [ lei / piesă ] Unde: este costul unitar al semifabricatului;
este masa semifabricatului[kg];
este costul deseului recuperabil[kg];
este masa deseului recuperabil[lei/kg].
In conformitate cu site-urile producatorilor de specialitate se considera ca pretul unui kg de otel aliat este de 25 lei iae pretul unui kg de deseu recuperabil este de 4.1, lei. Atunci rezulta:Cmat=k SF⋅mSF−kdr⋅mdr=25⋅19 , 593−4,1⋅0,9⋅19 ,593=417 , 52 lei/ piesă
6.2.2.Costul manopereiCostul manoperei Cman , se determina pe baza necesarului de forta de munca ,a salariilor
orare , si [lei/ora] , in functie de calificarea muncitorului , ca si a celor privind adaosurile procentuale la salariu , stabilite prin hotarare guvernamentala.Se determina cu ajutorul relatiei:
Unde: este retributia orara a muncitorului la operatia i;
este timpul normat la operatia i;
.as=5%
Astfel se calculeaza costul manoperei pentru fiecare operatie si rezultatele se centralizeaza in tabelul 6.1.
Tabelul 6.1 – Costul manopereiNr. crt. Denumirea operatiei Calificare
muncitor [lei/ora] [min]Cost
manopera1 Rectificare de degrosare Rectificator 11,55 27,814 5,35
2 Rectificare de semifinisare Rectificator 14,05 160,04 37,47
35
3 Rectificare de finisare Rectificator 14,95 42,71 10,744 Strunjire Strungar 15,75 54,32 14,255 Tesire Frezor 16,3 15,25 4,146 Spalare Spalator 12,65 5,42 1,147 Tratament termic Tratamentist 10,2 19 3,238 Control final CTC-ist 15 6 1,5- Total - - - 77,74
Totalul cheltuielilor directe va fi:A=417 , 52+107 , 74=525 , 26 lei / piesă
6.3.Cheltuielile indirecte
In comparatie cu cheltuielile directe, acestea se calculeaza cu ajutorul unor coeficienti de rapartitie.
Coeficientii de repartitie se obtin raportand cheltuiala indirecta totala la o cheltuiala directa totala , care poate fi cheltuita tatala cu materialele directe sau, manopera directa.
6.3.1.Cheltuieli cu intretinerea si functionarea utilajelor
Aceste cheltuieli curpind: amortizarea mijloacelor si utilajelor sectiei ; cheltuieli pentru reparatii; cheltuieli cu energia , combustibilul si alte materiale tehnologice; cheltuieli cu reparatia si intretinerea sculelor si dispozitivelor. Aceste cheltuieli se pot determina prin inmultirea manoperei directe cu coeficientul de reparatie a cheltuielilor cu intretinerea si reparatia utilajelor, kCIFU . Valoarea acestui coeficient poate fi apreciat intre 0,25-0,50.Acestea se calculeaza cu formula:
Unde: este cota de amortizare a utilajului sau a masinii-unelte;
este cota de intretinere si reparatii; ;
este costul utilajului i;
este timpul normat de lucru al utilajului i.
Folosind aceste date se poat determina valoarile cheltuielilor cu amortizarea. Acestea sunt trecute in tabelul 6.2.
Tabelul 6.2 – Cheltuielile de amortizare
36
Denumirea operatiei UtilajCostul utilajului[lei]
Norma de timp[min]
Strunjire Strung 192600 54,32 3,45
Spalare Inst. de spalare 112000 5,42 1,37
RectificareMasina de rectificat
324000 42,71 6,24
Tratament termic Cuptor 175200 19 1,73
Total - - - 12,79
S-a obtinut, astfel, pentru cheltuielile de amortizare, valoarea:C ifu=12 ,79 lei/ piesă
6.3.2 Cheltuieli generale ale sectiei
Regia de sectie, , reprezinta cheltuielile privind salariul ersonalului de conducere si de alta natura din cadrul sectiei, amortizarea cladirilor si mijloacele fixe aferente sectiei, cheltuieli administrative – gospodaresti la nivel de sectie, cheltuieli pentru protectia muncii si cheltuieli de cercetare, inventii si inovatii.Se calculeaza ca procent 180% din cheltuielile de manopera. Astfel rezulta:RS=1,8⋅Cman=1,8⋅86 ,74=156 , 132lei / piesăTotalul cheltuielilor indirecte va fi:\B=12 , 79+156 , 132=168 , 922lei / piesă
6.4. Calculul costului piesei si al pretului piesei
Se potate calcula totalul cheltuielilor:
C p=(152 ,722+492 ,56 )⋅180000=116150760 lei/anCostul de productie este dat de relatia:
C pr=C p
N pp=116150760
280560=645 , 282lei / piesă
Pretul de productie se determina cu relatia:
37
Unde:
este cota de beneficiu; .
Pp=(1+10100 )⋅645 , 282=709 ,81lei / piesă
Pretul de livrare:
P1=Pp⋅(1+ TVA100 ) [lei / piesă ]
Unde: TVA - taxa pe valoare adaugata , exprimata procetual (TVA = 24%) P1=880 ,16lei / piesă
1. Rădulescu R., ș.a. Fabricarea pieselor și masurări mecanice, E.D.P, București,1983
2. Marincaș D., Abăitancei D., Fabricarea și Repararea Autovehiculelor Rutiere, E.D.P, București,1982
3. Rădulescu Gh.,ș.a., Îndrumar de proiectare în construcția de mașini, vol III, Editura Tehnica, București, 1986
38
4. Crudu I, ș.a., Atlas. Reductoare cu roți dințate, E.D.P., București, 19825. Amza Gh., ș.a., Tehnologia materialelor și produselor, vol IX, Editura Printech,
București, 20096. Frațilă Gh., Calculul și construcția automobilelor, E.D.P., București,19777. Bejan Nicolae, Iozsa Mihail, Fabricarea și repararea industrială a autovehiculelor
–indrumar de proiect, București, 19958. Vlase A şi colab - Metodologie si tabele normative pentru stabilirea adaosurilor
de prelucrare, a regimurilor de aşchiere şi a normelor tehnice de timp la strunjire, IPB, 1979
9. Vlase A.,ș.a., Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare și norme tehnice de timp, vol I, Editura Tehnică, București, 1983
10. Vlase A.,ș.a., Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare și norme tehnice de timp, vol II, Editura Tehnică, București, 1983
11. Vlase A.,ș.a., Metodologie și tabele normative pentru stabilirea adaosurilor de prelucrare, a regimurilor de așchiere și a normelor de timp la rectificare, Editura I.P.B, București, 1980
